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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POST-GRADO ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNA UNIÓN DE SOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN FATIGA POR E. en TSI. JOSÉ ANTONIO SALAZAR GARRIDO TESIS EN OPCIÓN COMO MAESTRO EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL SALTILLO, COAHUILA MARZO 2009
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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POST-GRADO
ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNAUNIÓN DE SOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN
FATIGA
POR
E. en TSI. JOSÉ ANTONIO SALAZAR GARRIDO
TESIS
EN OPCIÓN COMO MAESTRO EN TECNOLOGÍADE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA MARZO 2009
CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POST-GRADO
ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNAUNIÓN DE SOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN
FATIGA
POR
E. en TSI. JOSÉ ANTONIO SALAZAR GARRIDO
TESIS
EN OPCIÓN COMO MAESTRO EN TECNOLOGÍADE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA MARZO 2009
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales, S.A. de C.V.Gerencia de Desarrollo del Factor Humano
División de Estudios de Postgrado
Los miembros del Comité Tutorial recomendamos que la tesis "ANÁLISISMICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNA UNION DESOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN FATIGA", realizadapor el alumno José Antonio Salazar Garrido matrícula 07-MS009 sea aceptada para sudefensacomo Maestro en Tecnología de la Soldadura Industrial.
El Comité Tutorial
Dr. Benjamín Vargas AristaTutor Académico
Dr. Jorge Terán GuillenAsesor
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales
Gerencia de Desarrollo Humano
División de Estudios de Postgrado
Los abajo firmantes, miembros del Jurado del Examen de Grado del alumno JoséAntonio Salazar Garrido, una vez leída y revisada la tesis titulada "ANÁLISIS
MICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNA UNIÓN DESOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN FATIGA",
aceptamos que la referida tesis revisada y corregida sea presentada por el alumno paraaspirar al grado de Maestro en Tecnología de la Soldadura Industrial durante el Examen
de Grado correspondiente.
Ypara que así conste firmamos la presente a los veinte días del mes de marzo del año
dos mil nueve.
Dr. MigPresidente
ínez Madrid
Dr. Benjamín Vargas AristaVocal
Dr. Carlos Vera Mendoza
Vocal
Dr. Arturo Baltazar HerrejónSecretario
Dr. Jorge Terán GuillenVocal
1
Agradecimientos
Gracias Dios, por brindarme un lucero que me acompaño paraenfrentar esta nueva etapa en mi formación tanto profesional como
personal.
A mi familia, una vez más mil gracias.
Ala barra de investigación interdisciplinaria, principalmente al Dr. Miguel
Martínez Madrid, Dr. Carlos Vera Mendoza, Dr. Jorge Terán Guillen y Dr.
Arturo Baltazar Herrejón, por su valiosa aportación para el proyecto.
Por su asesoría al Dr. Benjamín Vargas Arista.
Gabriel García. Márquez no describiría mejor el diagrama Fe-C. Bien
Al grupo de trabajo que se formó en el pasillo de la soldadura.
PROLOGO
El desarrollo industrial en México hace necesario el traslado de un
número considerable de vehículos a nuevos lugares del territorio, lo que
implica, la construcción de carreteras o ampliación de la infraestructura
existente, particularmente el levantamiento de puentes atirantados de
acero para cubrir grandes claros. La forma de unir idóneamente los
componentes de acero, es por medio de juntas de soldadura.
Dentro de la etapa de diseño, la selección del acero es
especialmente compleja cuando está sujeto a cargas dinámicas y
repetitivas. El tamaño de grano del acero influye directamente en laspropiedades mecánicas y es afectado por los parámetros del proceso
de soldadura aplicado, estableciéndose regiones anisotrópicas, como la
zona afectada por el calor, susceptibles a generar y propagar grietas en
fatiga.
En la etapa de mantenimiento de puentes ya construidos, es
importante asegurar su vida útil y evitar colapsos súbitos como fallas por
fatiga relacionadas al tamaño de grano. Por lo tanto, se utiliza lainspección no destructiva y evaluación de su integridad estructural.
Mediante técnicas experimentales de ultrasonido se ha permitido
caracterizar el tamaño de grano, obteniendo datos que se pueden
registrar y cuantificar sin afectar la estructura.
Por otro lado, realizar pruebas representativas de las juntas de
soldadura en servicio, establece resultados específicos de los principales
factores que influyen en la propagación de grietas, como el tamaño de
grano. La mecánica de fractura ofrece metodologías para obtener
datos sobre la propagación de grietas en fatiga. Con información del
estado del puente se puede elaborar un plan adecuado de diseño y
mantenimiento para la toma de acciones.
índice general
Pág.
Prólogo
Síntesis 1
CAPITULO 1. INTRODUCCIÓN
1.1. Planteamiento 3
1.2 .Objetivo general 8
1.2.1. Objetivos específicos 8
1.3Justificación 8
lAAlcance 9
1.5.Beneficios 9
CAPITULO 2. ANTECEDENTES
2.1. Influencia de parámetros del proceso de arco de electrodo
Protegido 11
2.2. Microestructuras en la junta de soldadura 18
2.3. Cinética de crecimiento de tamaño de grano 22
2.3.1. Tamaño de grano 22
2.3.2. Modelos 23
2.3.3. Crecimiento del tamaño de grano austenítico 25
2.3.4. Crecimiento de grano en la ZAC 27
2.4. Análisis microestructural mediante ultrasonido 28
2.4.1. Técnicas de ultrasonido 29
2.4.1.1. Método de Pulso- eco 31
2.4.2. Caracterización 38
2.5. Evaluación de propiedades en fatiga 41
2.5.1. Mecanismos de fractura 41
2.5.2. Prueba de propagación de grietas 44
2.5.2.1. Efectos de los parámetros de la prueba 47
2.6. Trabajos previos 51
CAPITULO 3. DESARROLLO EXPERIMENTAL
3.1. Preparación de la junta de soldadura 60
3.1.1. Material 60
3.1.2. Soldabilidad del metal base 61
3.1.3. Preparación de probetas 61
3.1.4. Procedimiento de soldadura 62
3.1.4.1. Geometría de la junta 62
3.1.4.2. Parámetros del proceso de soldadura SMAW 62
3.2. Tratamiento térmico de normalizado 64
3.3. Análisis microestructural y tamaño de grano en la junta de
Soldadura 65
3.4. Ensayo de microdureza ^
3.5. Prueba de ultrasonido ^
3.5. Prueba de propagación de grietas por fatiga 68
CAPITULO 4. RESULTADOS EXPERIMENTALES
4.1. Caracterización microestructural en la junta de soldadura 72
4.1.1. Junta de soldadura 72
4.1.2. Metal base 73
4.1.3. Zona afectada por el calor 73
4.1.4. Metal de soldadura 74
4.2. Tamaño de grano ^
4.3. Dureza Vickers ^^
4.4. Caracterización no destructiva del tamaño de grano
mediante ultrasonido
4.5. Propagación de grietas por fatiga 83
79
CAPITULO 5. ANÁLISIS DE RESULTADOS
5.1. Evolución microestructural 90
5.2. Crecimiento de tamaño de grano 91
5.3. Microdureza
5.5. Medición ultrasónica
5.5. Resistencia a la fatiga
5.6. Interrelación de resultados
CAPITULO 6. CONCLUSIONES
Bibliografía
Lista de tablas
Lista de figuras
Resumen autobiográfico
92
93
94
95
97
99
104
104
107
SÍNTESIS
Se analizaron los efectos del tamaño de grano sobre la propagación
de ondas ultrasónicas longitudinales y propagación de grietas por fatiga
en las microestructuras de una junta de soldadura en acero media
aleación AISI 4140 obtenida mediante el proceso de electrodo revestido
(SMAW). Tratamientos térmicos de normalizado a 1200°C con periodosde tiempo de 5 y 10 h fueron realizados para obtener diferentes tamaños
de grano. Las microestructuras fueron caracterizadas por microscopía
óptica y ensayo de microdureza. Diferentes tamaños de grano y
microdurezas se obtuvieron del metal base, zona afectada por el calor
(ZAC) y metal de soldadura tratados térmicamente. A 10 h denormalizado, la microestructura observada en el metal base fue ferrita
acicular y alotriomórfica gruesa, la ZAC presentó ferríta acicular y
alotriomórfica fina en grano austenítico grande y en el metal de
soldadura se observaron granos terríficos equiaxíales y perlita gruesa. El
tamaño de grano en la junta de soldadura incrementó radicalmente, asícomo los valores de microdureza revelaron una disminución con la
extensión del tiempo de normalizado.
Se realizó una caracterización ultrasónica mediante una técnica
experimental de pulso-eco, a las microestructuras con diversos tamaños
de grano. Utilizando transductor cilindrico de haz normal y diámetro de9.5mm, frecuencias de 2.5, 5 y 10 MHz. Se observó una atenuación
mayor en el tamaño de grano grande, manteniéndose esta tendencia
en las diferentes frecuencias.
Se investigó la influencia microestructural de la ZAC con diferentes
tamaños de grano sobre el comportamiento de la propagación de
grietas por fatiga, realizando pruebas a probetas de flexión en tres
puntos. Estableciendo el factor de intensidad de esfuerzos creciente,
frecuencia de 15 Hz, carga constante 3.75 kN y relación de cargas de
0.10. El tamaño de grano grande mostró valores menores en resistencia
a la propagación de grietas y KIC.
CAPITULO 1.
INTRODUCCIÓN
1.1. Planteamiento
La construcción de superestructuras que deben soportar tráfico
pesado generalmente requiere el uso de componentes metálicos que
deben ser unidos mediante un proceso de soldadura. Estas uniones
soldadas deben transmitir las cargas calculadas en los miembros que
unen, al mismo tiempo, el diseño de junta debe cumplir las condiciones
de restricción y continuidad propuestas en el proyecto.
Estas uniones soldadas deben cumplir los requerimientos mínimos para
asegurar su estabilidad, proporcionando resistencia y rigidez suficientepara soportar los efectos de cargasque actúan en cualquier dirección.
En la selección del material base debe considerarse el servicio de la
unión de soldadura, expuesta a ciclos de carga que repercuten en la
resistencia a la fatiga de la estructura (Magudeeswaran, et al., 2007). Lo
anterior, desde el punto de vista de ingeniería de puentes puede causar
catástrofes tanto de vidas humanas como económicas.
Tener presente el comportamiento del material y control de calidad
son la solución simple y efectiva para complementar la evaluación
especial del puente. Esto es, regresar a lo básico o causa raíz del
deterioro de una estructura sujeta al medio (Haardt, 2003).
Inspeccionar y evaluar el material debe garantizar la resistencia del
componente a una falla, lográndose mediante la elaboración de
muestras con requerimientos reales del material bajo condiciones de
servicio específicas. El resultado no solo es una decisión económica,
también debe tomarse en cuenta situaciones como, posponer otros
trabajos nuevos, retardo de tráfico, etc. Esto exige que la información
recabada para la evaluación sea confiable.
El presente trabajo es una evaluación a una propuesta de
implementación de una junta de soldadura en un puente en servicio,donde la unión de soldadura actual falló a consecuencia de la
microestructura del material.
El tamaño de grano, es un parámetro microestructural importante en
el problema de la soldabilidad de un acero de medio carbono Cr-Mo
como el AISI 4140, por la susceptibilidad a la fragilización debido a sus
características de templabilidad. El tamaño de grano conjuntamente
con las variables del proceso de soldadura y la velocidad de
enfriamiento modifican las propiedades mecánicas de la junta de
soldadura, obteniendo microestructuras resistentes o sensibles en fatiga
en cada zona que conforman la junta (Basu, et al., 2002).
En este tipo de aceros de grano fino, incrementar la temperatura
entre 100 a 200°C arriba de la crítica (Aci) no se logra un aumento de
tamaño de grano, permaneciendo pequeños. A partir de temperaturas
entre 925 y 1000°C, el tamaño de los granos aumenta rápidamente (Shi,
et al., 2008), desarrollándose un cierto número de granos grandes a
partir de otros finos. El tiempo de permanencia, es otra variable que
influye en el tratamiento, ya que por tiempos prolongados en la zona de
austenización resulta una disolución de carburos (Pimenta, et al., 2000).
La cinética del crecimiento del tamaño de grano depende del tiempo y
energía en límite de grano.
En la actualidad, el inspeccionar estructuras tan complejas como los
puentes resulta de total importancia. La inspección y evaluación no
destructiva forman parte de la planeación desde el diseño hasta la
operación.
La gran factibilidad de realizar pruebas a las uniones de los puentes,
sin afectarlas estructuralmente, es lo que hace que sigan
desarrollándose técnicas no destructivas. Tal es el caso de caracterizar a
un material de una unión del puente para su inspección y evaluación,
realizando la prueba in situ, y no dañarlo estructuralmente. Donde
además se requiere registrar la información, y lo más importante que los
resultados sean confiables (Bettayeb, et al., 2005).
Por otra parte, trabajo mínimo se ha realizado para determinar la
influencia de la microestructura en el inicio y propagación de grietas en
fatiga en aceros aleados (González, 2007).
En el mejoramiento de la resistencia a fatiga influye el tamaño de
grano por establecer la trayectoria de la superficies de fractura, nivel de
esfuerzos y rugosidad que induce el efecto cerradura de la grieta (Kusko,
et al., 2004).
Para responder al planteamiento anterior, se propuso en este
proyecto, la evaluación del efecto de tamaño de grano de una uniónsoldada, sobre la microestructura, caracterización no destructiva por
ultrasonido y propiedades en fatiga. La propuesta incluyó la utilización
de un acero AISI 4140 como material base, material de aporte con
electrodo AWS E-7018 y el proceso de soldadura de electrodo revestido
(SMAW).
Se obtuvieron tres tipos de tamaño de grano en probetas soldadas,
cambiando la microestructura mediante tratamiento térmico de la junta
de soldadura. Es complicado utilizar un acero AISI 4140, ya que su
contenido de aleantes causa diversas respuestas en la templabilidad,
haciendo que la estructura se distorsione en combinación con alta
dureza, la cual depende del contenido de carbono y no haya
oportunidad de crecimiento de grano. Bajo estas condiciones se
necesitaron temperaturas altas y tiempos muy largos de tratamiento,
debido a la lenta difusión del carbono en el intervalo de transformación
crítica (Shi, et al., 2008).
Existen en la literatura varios modelos cinéticos para calcular el
tamaño de grano. Sin embargo, existe un conocimiento experimental
limitado sobre los tratamientos térmicos para modificar el tamaño de
grano en una junta de soldadura (Bayraktar, et al., 2007).
El método para evaluar el tamaño de grano en la unión de soldadura
fue caracterizando el material por metalografía y ultrasonido,
basándose en patrones de metalografía y así medir la atenuación de
propagación de ondas ultrasónicas.
Los estudios realizados para determinar la relación de las propiedades
de propagación de ondas ultrasónicas con propiedades mecánicas de
los materiales datan desde finales de la década de los Veintes, donde
los fenómenos de absorción, dispersión, y reflexión fueron estudiados
relacionándolos como perdidas en la señal. De ahí que se han obtenido
diferentes valores en las propiedades de propagación (velocidad y
atenuación) para materiales con características de fabricación
particulares, tales como densidad y anisotropía (Nagy, 2003).
La atenuación es la propiedad más utilizada para detectar la
diferencia del tamaño de grano en una muestra (Badidi, et al., 2003), ya
que depende de las características del solido policristalino. Es un
indicativo de la dispersión que provoca el tamaño de grano con la
longitud de onda ultrasónica.
En este estudio se utilizó una técnica de ultrasonido para determinar
la pérdida de señal o aumento de ruido acústico. Depende de la
calibración de las gráficas entre el tamaño de grano y atenuación para
obtener información del tamaño de grano de una muestra específica.
Cada calibración fue realizada individualmente a partir de la
metalografía para cada ejemplar y el rango de frecuencia especifica,
mostrando que es posible obtener el tamaño de grano de las curvas de
ultrasonido.
Por otra parte, para evaluar la influencia microestructural del tamaño
de grano en la propagación de grietas, se utilizó el criterio de la
mecánica de fractura, que, provee las bases y metodología para la
evaluación de componentes agrietados con el objetivo de determinar
la condición de la estructura, eliminando factores de seguridad por
defectos que contemplan los modelos tradicionales y a partir de esto,
proponer medidas para desarrollar estructuras resistentes y tolerantes a
defectos. Actualmente, la mecánica de fractura se aplica en la industria
aeronáutica, aeroespacial, y petrolera (González, 2007).
Las bases teóricas se fundamentan en la mecánica de sólidos, en el
estado de esfuerzos que guarda un elemento de volumen, esto es, las
reacciones en el interior del cuerpo sometido a una carga externa y que
están en función de las cargas, geometría del cuerpo, y orientación de
los ejes coordenados de los esfuerzos (Kusko, et al., 2004). A diferencia
del análisis de la mecánica del medio continuo, la mecánica de fractura
considera un comportamiento en el que los desplazamientos y
deformaciones aumentan en las regiones de grietas, donde existe una
concentración de esfuerzos en la punta de la grieta y con esto una
deformación local muy superior a la deformación global, reduciendo la
capacidad de soportar cargas y vida útil.
Una grieta es una discontinuidad en el cuerpo del material y su
análisis corresponde a un cuerpo agrietado. El objetivo de la mecánica
de fractura es, analizar su resistencia y la predicción de la rapidez de
propagación de grietas (Cantrell, et al., 2001).
La iniciación, acumulación de daño, agrietamiento y separación o
fragmentación, son el proceso de propagación de grietas por fatiga
que ocurre en un material sujeto a cargas variables o cíclicas. Su análisis
satisface la mecánica de fractura lineal - elástica para caracterizar el
comportamiento del material (Ravi, et al., 2004).
Este trabajó presenta la influencia de la microestructura en la
resistencia a la fatiga en la zona afectada por el calor sobre la junta de
soldadura propuesta.
1.2. Objetivo general
• Analizar el tamaño de grano microestructural de una unión de
soldadura obtenida mediante el proceso SMAW, mediante una
técnica de ultrasonido y su evaluación de propiedades en
fatiga en la ZAC.
1.2.1. Objetivos específicos
• Evaluar los cambios en las características microestructurales y
microdureza de una junta de soldadura de acero AISI 4140,
producidos mediante tratamientos térmicos de normalizado a
1200°C con periodos de tiempo de 5 y 10 horas.
• Estimar el tamaño de grano mediante la técnica de ultrasonido
con la identificación de atenuación acústica de la señal
ultrasónica en diferentes tamaños de grano en la junta de
soldadura.
• Determinar la influencia de la microestructura en la resistencia a la
fatiga de la ZAC en la junta de soldadura, por medio de las curvas
con un rango de intensidad de esfuerzos y relación de crecimiento
de grieta debido a los ciclos de carga.
1.3. Justificación
El tamaño de grano en el material de una junta de soldadura en
puentes, es una característica importante en la ingeniería, por su
influencia en las propiedades en fatiga. Actualmente, la técnica
metalográfica es utilizada para su caracterización, la cual requiere
tiempo y sólo considera zonas localizadas del material.Experimentalmente, se puede estimar el tamaño de grano mediante
técnicas de ultrasonido no destructivas.
Este estudio pretende extender los trabajos de investigación acerca
de la influencia del tamaño de grano en propiedades a la fatiga en la
ZAC de juntas de soldadura. Lo anterior es importante en la selección de
la microestructura adecuada en las juntas de soldadura en
componentes de puentes, asegurando la integridad estructural y evitar
costos económicos y/o pérdidas de vidas.
1.4. Alcance
El caso de estudio consideró la propuesta de proceso de soldadura
aplicado a los dispositivos superiores de anclaje de un puenteatirantado, sujeto a cargas cíclicas. La caracterización microestructural
solo comprendió tres tipos de tamaño de grano en la junta de soldadura
como se recibió y con tratamiento térmico de normalizado a una
temperatura constante de 1200°C en tiempos de 5 y 10 horas.
Las pruebas de ultrasonido se limitaron a obtener patrones de
atenuación ultrasónica en base a la caracterización microestructural de
muestras. El estudio de la propagación de grietas por fatiga se realizó en
la zona afectada por el calor, para determinar su resistencia ante los tres
tipos de tamaños de grano.
1.5. Beneficios.
Mediante este estudio, se obtuvieron datos que permitieron evaluar la
influencia microestructural caracterizada por ultrasonido, sobre la
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resistencia a la fatiga para un caso práctico de una junta de soldadura
en componentes de puente.
Se determinó una metodología experimental para la elaboración de
patrones de atenuación con respecto al tamaño de grano, obteniendo
información microestructural en una junta de soldadura de manera no
destructiva. Así como la obtención de datos, que demuestran la
influencia de la microestructura en el comportamiento de la
propagación de grietas por fatiga en la ZAC.
11
CAPITULO 2.
ANTECEDENTES
2.1 Influencia de parámetros del proceso de arco de electrodo
protegido.
Estudios han sido enfocados principalmente en procesos de
soldadura que ofrecen tal flexibilidad como el de electrodo protegido
(Magudeeswaran, et al., 2007). El proceso de arco eléctrico por
electrodo revestido consiste en el uso de un electrodo con una capa
consumible que contiene un alambre que produce el arco eléctrico de
fundente y provee material de soldadura.
El equipo de soldadura es relativamente simple, portátil y barato en
comparación de otros procesos de soldadura. El porcentaje de depósito
es limitado por el hecho que la protección del electrodo tiende a
sobrecalentar cuando altas corrientes son utilizadas, la longitud del
electrodo requiere cambiar, esto reduce el porcentaje de producción
(Van der Eijk, et al., 1998).
Un esquema del proceso se muestra en la figura 2.1. El electrodo es
conectado por un cable hacia una fuente de poder para proveer
energía y un segundo cable es fijado a la pieza de trabajo para
establecer el arco. El alambre conduce la corriente y aporta el calor
para derretir el fundente en forma de gotas. El metal fundido crea un
charco de soldadura y solidifica como metal de soldadura, el fundente
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ligero flota a la superficie del charco y solidifica como escoria en la
parte superior del material de soldadura (Kou, 2003).
Alambre
Fundente
Gotas de M* Qas protectormetal ^¿~~' m~~^j*
Gotas de ** Arcofundente >^>#W~ K ^E»»ria
Metal
soldado
Metal base Charco de soldadura
Figura 2.1 Proceso de soldadura SMAW
Las capas de fundente en el electrodo contienen varios químicos que
sirven de protección. En aceros de alta resistencia susceptibles al
agrietamiento por hidrogeno se utiliza un electrodo con fundente tipo
arcilla, ya que es un electrodo de bajo contenido de hidrogeno y
produce gases protectores de bajo contenido de hidrogeno. También
provee agentes fundentes desoxidantes y limpiadores de metal (Quiu, et
al., 2000). El hidrogeno en la zona de soldadura puede provenir de la
descomposición de productos de electrodos de celulosa, lo que
produce humedad o grasa en la superficie de la pieza.
Por otra parte, la variación de corriente en soldadura y velocidad
afectan la microestructura y consecuentemente a las propiedades
mecánicas. Los resultados abarcan desde la resistencia deseable hasta
la deterioro, aunque se haya utilizado en la soldadura el mismo calor de
entrada (Trindade, et al., 2005).
El charco de soldadura resulta de forma alargada para altas
velocidades de soldadura y elíptica en bajas velocidades. El límite del
charco de soldadura de una forma alargada es esencialmente recto, los
granos columnares son rectos en un crecimiento perpendicular al
charco de soldadura. Por otra parte, el límite de trayecto de un charco
de soldadura elíptico es curvo, los granos columnares son también
13
curvos para un crecimiento perpendicular al límite del charco. Los
granos axiales pueden existir en la zona de fusión, pueden iniciar dellímite de fusión al punto de comienzo de la soldadura y continuar a lo
largo de la longitud de la soldadura, bloqueando el crecimiento degrano columar hacia dentro de la línea de fusión. Como los otros granos
columnares, estos granos axiales también tienden a crecer
perpendicular al charco de soldadura (Kou, 2003).
Una junta de soldadura depende de la combinación de diseñar un
proceso de soldadura económico, constructivo y principalmente de la
selección de parámetros de soldadura (Atkins, et al., 2002).
Las juntas de soldadura son áreas sensitivas de sistemas estructurales
porque metalúrgicamente son complejas y exhiben condiciones de
esfuerzos complicadas. La resistencia a la cedencia y resistencia a la
tensión de los metales de soldadura que son utilizados en la industria es
alta y los diseñadores deben de enfocarse a la resistencia a cedencia
del metal de soldadura (Magudeeswaran, et al., 2007).
Las soldaduras a tope son las más comunes en la fabricación y
construcción de muchas estructuras, su amplia variedad de usos han
hecho analizar su comportamiento bajo diferentes tipos de condiciones.
(Datta, et al., 2002). La mejor configuración que resiste a la fatiga es a
tope porque el metal base y soldadura soportan la carga (Kou, 2003).
La utilización de metal base de alta resistencia para aplicaciones en
puentes, obliga obtener las condiciones apropiadas en las propiedades
mecánicas de soldaduras, particularmente en la resistencia a la fatiga
(Atkins, et al., 2002).
Con el incremento del uso de los aceros de alta resistencia, es difícil
sobrepasar o igualar la resistencia con el consumible de soldadura,
porque la resistencia y tenacidad no pueden ser incrementadas
simultáneamente. Algunas veces la resistencia del metal base usado en
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las juntas es baja o más alta que la resistencia del material de aporte
(Ravi, etal., 2004).
Las juntas de soldadura con resistencias diferentes son juntas en las
cuales la resistencia a la cedencia y/o la microestructura del metal de
soldadura es diferente del metal base y la zona afectada por el calor.
Los factores que son responsables de la heterogeneidad son el proceso
de soldadura, consumibles de soldadura, diseño de junta y ciclos
térmicos (Magudeeswaran, et al., 2007).
Recientemente, algunos estudios han sido conducidos para evaluar el
comportamiento de fractura de soldaduras con resistencia diferente
(Datta, et al., 2002). Ha sido encontrado la falta de experiencia de los
ingenieros en la realización de juntas de soldadura de alta resistencia
especialmente a lo que corresponde a las juntas de resistencia desigual
bajo cargas cíclicas.
El problema de soldabilidad de un acero de medio carbono Cr-Mo
como el AISI 4140, es la susceptibilidad a fragilización por sus
características de templabilidad (Beres, y otros, 2003). La soldabilidad de
un acero es relacionada con el carbono equivalente (CE) y su posición
en el diagrama de Graville (Datta, et al., 2002), que se muestra en la
figura 2.2. En el diagrama, CE es determinado por el contenido de
carbono y de los elementos aleantes. Graville clasificó un rango amplio
de aceros dentro de tres regiones de acuerdo al contenido de carbono
y CE.
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Figura 2.2 Diagrama de Graville para soldabilidad de aceros
Los aceros que contienen alto carbono y aleantes son susceptibles al
agrietamiento y se sitúan en la región 3, difíciles de soldar. Aceros que se
encuentran en la zona 2 son soldables. Aceros de bajo carbono
pertenecen a la zona 1, fáciles de soldar, evitando agrietamiento bajo
todas las condiciones de soldadura.
La integridad de la soldadura es por lo tanto fuertemente influenciada
por la microestructura, carbono equivalente y velocidad de
enfriamiento. Estos factores en forma individual o combinada pueden
provocar la falla en la junta de soldadura (Shi, et al., 2008).
Un parámetro microestructural importante en la predicción de la
templabilidad del acero es el tamaño de grano. El tamaño de grano
austenítico es afectado por parámetros de soldadura. Estudios de Beres
y Balogh 2003, han encontrado en aceros de alta resistencia, que el
tamaño de grano puede ser significativamente diferente cuando se
encuentra sujeto a un mismo calor de entrada, aunque con diferente
combinación de corriente y velocidad de soldadura. Este es más
pronunciado a grandes calores de entrada. De acuerdo a condiciones
de igual calor de entrada, el tamaño de grano austenítico disminuye
16
con un incremento en los niveles de corriente. El resultado
microestructural puede no ser el mismo porque el tamaño de grano
influye en la transformación microestructural. Esto definitivamente afecta
en las propiedades mecánicas del metal de soldadura. Otros factores
que intervienen son el factor de enfriamiento y fracción de inclusiones.
La evaluación de las juntas de soldadura es el mayor problema, por
dos problemas. Primero, la soldadura tiende a ser una región frágil en la
estructura debido a la concentración de esfuerzos y propiedades de
materiales con bajas propiedades mecánicas. Segundo, es difícil
predecir su comportamiento exactamente, particularmente al definir las
propiedades del material, que varían en las zonas de la junta de
soldadura (Atkins, et al., 2002). Estos factores afectan la resistencia a
fatiga por el incremento de probabilidad de nucleacion de grietas y su
propagación, causando la última falla de la junta.
Los concentradores de esfuerzo tienden a reducir la vida de fatiga.
Los aumentos de esfuerzos pueden ser mecánicos, como en los bordes
superiores de la junta de soldadura con exceso de refuerzo, falta de
penetración. También pueden ser metalúrgicos, tal como microgrieta,
porosidad, inclusiones, compuestos intermetalicos frágiles.
La presencia de una discontinuidad tal como una muesca o grieta
hace que los materiales sean susceptibles a una fractura. Es importante
poner atención en los efectos de los defectos y grandes deformaciones
plásticas en el análisis de fractura de daños en juntas de soldadura en
estructuras de acero (Quiu, et al., 2000).
Estudios en análisis de falla de soldaduras (Quiu, et al., 2000) indican
que, la fatiga es considerada uno de los principales mecanismos de falla
en uniones de puentes. Cuando las propiedades a fatiga del material
son buenas, los problemas pueden ser causados cuando existe una
cambio abrupto de sección causado por el exceso de reforzamiento de
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soldadura, falta de llenado, inclusión de escorias o falta de penetración
y cerca del 70 %de grietas en fatiga ocurren en las juntas de soldadura.
Aparte de las consideraciones mecánicas del diseño de junta, proceso
de soldadura, material de aporte, calor de entrada, tiene influencia la
microestructura de la soldadura, obteniendo efectos en la ZAC y
esfuerzos residuales que se establecen en el metal base.
Un requerimiento esencial para la prueba de juntas de soldadura es
que las soldaduras deben ser completamente representativas de las
estructuras en servicio. Estableciendo los factores principales que son
factores del producto de metal de soladura y la zona afectada por el
calor, como el proceso de soldadura, composición del metal base,
espesor de la junta, precalentamiento, postcalentamiento, calor de
entrada, posición de soldadura, diseño de junta, restricción lateral,
tiempo entre cordones, medio ambiente (Dawes, y otros, 1989).
Investigaciones en la mecánica de fractura han encontrado
mediante pruebas de propagación de grietas, que los efectos de
fractura dependen de los factores como calor de entrada, posición de
soldadura, efecto de tratamiento térmico en soldadura
(Magudeeswaran, et al., 2007). Estas pruebas pueden utilizarse como
parte de un mecanismo de fractura, basado en una evaluación de
integridad estructural, con la finalidad de elegir la geometría del
espécimen y ubicación de la muesca dentro de la zona afectada por el
calor, metal de soldadura de uno o varios cordones.
Como la falla por fatiga es principalmente relacionada con el diseño
estructural y la soldadura a tope es un diseño aplicado a varias
estructuras, su evaluación y predicción de la vida de fatiga es
importante para evitar catástrofes (Pemov, et al., 2000).
18
2.2 MICROESTRUCTURA EN LA JUNTA DE SOLDADURA
En un ciclo térmico de soldadura, la duración es mucho más corta
que en tiempos normales de tratamiento térmico en aceros. A
temperatura austenítico, cerca de la inferíase de soldadura, la difusión
se establece, y los átomos de soluto dispersan uniformemente en la
austenita. A bajas temperaturas ligeramente sobre la temperatura de
transformación austenítico, los carburos no pueden ser completamente
disueltos en la austenita (Basu, et al., 2002).
La temperatura de transformación austenítico depende de la
composición química, tamaño de grano y velocidad de enfriamiento.
En el proceso de soldadura, la austenita transforma durante el proceso
de enfriamiento. La información se obtiene de un diagrama de
transformación de enfriamiento continuo, llamado curva CCT (lllescas, et
al., 2008).
El contenido de elementos de aleación puede asegurar una
adecuada templabilidad dentro de la solución de austenita y así
retardar la difusión en la transformación controlada de austenita a
ferrita-perlita. Las aleaciones están clasificadas dentro de dos grupos:
estabilizadores de austenita, como Mn, Ni, y Cu, y estabilizadores de
ferríta como Mo, Si, Ti, V y Nb. Estabilizadores de ferríta requieren de
menos contenido de aleación que los estabilizadores de austenita para
llegar a una determinada templabilidad. Por lo que, con demasiados
estabilizadores de ferríta el proceso competitivo de precipitación de
carbono en austenita disminuye el carbono y el aumento de aleación,
bajando la templabilidad (Datta, et al., 2002).
De la velocidad de enfriamiento del líquido de soldadura se obtienen
microestructura primaria. Esta consiste de ferrita alotriomórficaa, ferríta
widmanstaten a^, ferrita acicular aa, además de marstensita, baínita,
austenita retenida y perlita (Bhadeshia, 2001).
19
La mejor combinación de resistencia y ductilidad es posible con la
presencia de microestructura de ferrita. Esta microestructura es muy
deseable en las estructuras soldadas cuando estas tienen altas durezas y
resistencias.
Se ha establecido que la microestructura de la soldadura contiene
ferrita acicular, debido a la fina estructura que la caracteriza
(Jayakumar, 1996).
La estructura de ferrita acicular de grano fino en soldaduras es más
deseable que otro tipo de fase terrífica. El termino acicular es utilizado
frecuentemente donde placas de ferrita son relativamente pequeñas y
cubren una extensión de la matriz. Esta estructura provoca deflexiones y
ramificaciones de propagación de grietas por fatiga, por lo que reduce
la condición en intensidad de esfuerzos efectivos en la punta de la
grieta y retarda el porcentaje de crecimiento de grietas en estas
regiones (Cantrell, et al., 2001).
Un esquema representativo de las microestructuras primarias se
muestra en la figura 2.3, ay a, se forma en los límites de grano
austenítico, mientras queaa nuclea en inclusiones.
1MCLUSION
Figura 2.3 Microestructura primaria en la soldadura
En altas temperaturas, placas secundarias nuclean en la inferíase
entre una placa primaria y la austenita que están inclinadas a un ángulo
alto con respecto al núcleo. Esto produce la típica microestructura ferrita
acicular entrelazada. A temperaturas bajas, un cambio significativo
20
ocurre en la morfología de la ferrita acicular por parecerse a la bainita.
El crecimiento de ferrita acicular probablemente toma lugar, como la
bainita, sin difusión de carbono (Bhadeshia, 2001).
La descomposición de austenita a ferrita comienza con la formación
de ferrita alotriomórfica en los límites de austenita y eventualmente
converge en estos límites. Con un enfriamiento continuo, la placa de
ferrita puede nuclear en los límites de ferrita/austenita y extenderse
dentro de la austenita no transformada en el interior del grano, si baja
aun más la temperatura, la bainita o ferrita acicular pueden formarse. Si
aumenta drásticamente la temperatura, la austenita remanente puede
parcial o completamente transformara martensita (Shi, et al., 2008).
La ferrita acicular y bainita son consideradas por formarse por el
mismo mecanismo de transformación. Ambas microestructuras se
desarrollan en el mismo rango de temperatura: en altas temperaturas
donde la ferrita alotriomórfica y/o perlita se forman, pero sobre la
temperatura de inicio de la martensita (Bhadeshia, 2001).
La bainita inicia en el límite de grano austenítico, formando placas
paralelas con la misma orientación cristalográfica, mientras que la ferrita
acicular nuclea intergranularmente en inclusiones no metálicas.
La nucleacion de ferrita ¡ntergranular por inclusiones es conocida en
metales de soldadura. El control de la composición de inclusiones en la
ferrita puede cambiar la nucleacion intergranular. La alta densidad de
inclusiones presentes en los depósitos de soldadura asegura un gran
número de sitios de nucleacion, la cual favorece el desarrollo de
microestructura de ferrita acicular en lugar de bainita.
(Van der Eijk, et al., 1998).
Perlita nuclea en limites de grano austenítico, entonces, la austenita
de grano fino provee mayor cantidad de centros de nucleacion que la
21
austenita de grano grueso. La transformación austenítico es más rápida
que la formación de bainita por el tamaño de grano.
Bajo efectos térmicos de soldadura, cambios evidentes de
propiedades y microestructura ocurre en el metal adyacente al metal
de soldadura. Algunas veces, el cambio es debido a la fragilidad local
en la ZAC. Por lo que, discontinuidades, concentración de esfuerzos,
coexisten fácilmente en la junta de soldadura (Shi, et al., 2008).
Los tratamientos térmicos llevados después de la austenización
originan la nucleacion de ferrita acicular. Las primeras placas han sido
observadas en partículas de sulfuro formadas por MnS en el centro y en
el exterior de CuS (Madariaga, et al., 1998).
Se ha encontrado la influencia del tiempo de tratamiento térmico en
la morfología de ferrita acicular formada en aceros de medio carbono
(Basu, etal., 2002).
Por otra parte, es conocido que las propiedades mecánicas del
acero son dependientes en la microestructura, estas son afectadas por
el tratamiento térmico. El crecimiento tamaño de grano en la zona
afectada por el calor de aceros aleados ocurre sin restricción a
temperaturas donde los carburos están en solución (Sun, et al., 1988).
La pérdida gradual de tenacidad se ha encontrado en muestras
cargadas de hidrogeno. Este estudio ha sido probado en
microestructura dúctil, esferoidizada y se ha reflejado en la superficie de
fractura. Por otro lado, la presencia de inclusiones evita el crecimiento
en la microestructura dúctil cuando está cargada de hidrogeno
(Magudeeswaran, et al., 2007).
Microestructuras de ferrita y cementita precipitan con altos calores de
entrada afectando la tenacidad, por lo que para un acero, el
mecanismo de fractura debe relacionarse a la microestructura y
parámetros de soldadura (Quiu, et al., 2000).
22
Las juntas de soldadura contienen heterogeneidades microestructurales
y mecánicas, las cuales hacen la evaluación de integridad estructural
difícil.
2.3 Cinética de crecimiento de tamaño de grano
2.3.1 Tamaño de grano
Los dos más importantes parámetros para controlar las propiedades
mecánicas son el tamaño de grano y distribución del crecimiento de
grano. El tamaño de grano constituye un factor estructural que va a regir
la transformación de fase desde la austenita (ü, et al., 1998).
Los límites de grano constituyen barreras al movimiento de las
dislocaciones. En consecuencia, conforme disminuye el tamaño del
grano, el número de barreras se eleva, lo que se refleja en un
incremento del límite elástico (Bayraktar, et al., 2007).
El tamaño del grano influye sobre las propiedades. En particular, el
límite elástico viene determinado por el tamaño del grano, de acuerdo
con la ecuación de Petch (ecuación 2.1):
ay = cr0 + kd -1/2 Ecuación 2.1
Donde:
ay: límite elásticoao: límite elástico de un cristald: tamaño del grano en mmk: constante del material
Conforme aumenta el diámetro disminuye el límite elástico. Así mismo
esto se puede mostrar por el número de tamaño de grano establecido
por (ASTM-E112, 2004), en el que, incrementando el tamaño de grano
ASTM (disminuyendo el diámetro del grano) aumenta el límite elástico.
Lo anterior, se ilustra por la figura 2.4.
23
Figura 2.4 Influencia del tamaño de grano
2.3.2 Modelos
Un parámetro microestructural importante en la predicción de la
templabilidad del acero es el tamaño de grano austenítico. Existen
modelos (Bayraktar, et al., 2007) para la predicción del crecimiento de
tamaño de grano austenítico.
Un modelo de cinética de transformación, fue desarrollada por
Johnson y Mehl y Avrami 1939 y perfeccionada por Cahn 1956, que
estudio cuatro tipos de sitios de nucleacion: nucleacion homogénea,
límites, bordes y esquinas en límites de grano. El analizó el tiempo de
reacción, su dependencia en el diámetro de grano austenítico y
proporcionó un coeficiente para cada tipo de nucleacion, revelando el
mecanismo de transformación y fase correspondiente. (L¡, et al., 1998).
El modelo de Burke y Turnbull 1951, establece una correlación entre
parámetros cinéticos y características microestructurales de los aceros. El
modelo se basa en la migración de los átomos a los límites de grano
debido a la presión causada por la curvatura de la superficie del grano.
Los diferentes parámetros son obtenidos por trazar log(D - D0) contra
logty utilizando un algoritmo simple como regresión.
D= D0 + fct1/nDonde:
Ecuación 2 1 n =exP°nentecinéticoD y Do = Diámetro del grano final e inicial
24
k = constante de difusión
t = tiempo
El valor D incrementa conforme el exponente n disminuye. La
disolución de precipitados toma lugar a temperaturas menores que
1200°C. El crecimiento de grano anormal toma lugar en estas
temperaturas como una consecuencia de un proceso de disolución.
Mientras que existe un crecimiento de grano anormal, los granos
exhiben pequeños crecimientos de grano entonces resultan grandes
valores del exponente.
Cuando desaparece el crecimiento anormal, la estructura se vuelve
homogénea. Los límites de grano juegan un rol importante para las
temperaturas mayores, los límites de grano arrastran efectivamente el
movimiento del límite.
El crecimiento de grano ideal es un caso especial de crecimiento
normal de grano. En este caso el control del crecimiento es por la
reducción del total de la cantidad de energía superficial del límite de
grano. La contribución de deformación elástica y gradiente de
temperatura es rechazado. Se asume que el porcentaje de crecimiento
es proporcional a la fuerza de control, la cual es proporcional a la
cantidad de energía de límite de grano.
La modelación de un crecimiento de grano normal (distribución del
grano es homogénea) y anormal (distribución heterogénea) se muestra
en la ecuación 2.2, la cual resulta de simplificar la ecuación 2.1, y
tomando en cuenta que, la constante k depende de la energía de
activación y temperatura, (lllescas, et al., 2008).
Donde:
-Qi ., Q = energía de activaciónk = k0exp iRT Ecuación 2.2 kyko =constante de difusión final e inicial
R = constante de gasT = temperatura
25
La energía de activación alta se establece a bajas temperaturas y
altos valores de exponente n. la inhibición del crecimiento de grano es
controlado por la difusión de C o N. La energía de activación baja es
relacionada a valores bajos de la exponente n, cuando la temperatura
es alta.
Un modelo topológico es el de Von Neumann-Mullins 1998, para
sistemas de crecimiento en dos dimensiones.
Existen también, teorías estocásticas de crecimiento de grano que
asumen el cambio de tamaño de grano aleatorio (Holm, et al., 2003). El
crecimiento de grano es un proceso de migración del límite de grano
para disminuir el área del límite y el total de energía libre de un sistema,
controlado por las curvaturas del límite de grano. La cinética de
crecimiento de grano depende de la presencia o ausencia de soluto o
segregación de impurezas en los límites. En un material puro el proceso
solo ocurre localmente por un reordenamiento atómico. Si la
segregación de soluto se presenta, la migración de los límites de grano
se controla bajo una difusión de rango logarítmico. El movimiento del
límite de grano es retardado por la segregación del soluto en el límite. La
difusividad y mecanismos de difusión son afectados por la velocidad de
migración y la cinética de crecimiento de grano (Fan, et al., 1999).
2.3.3 Crecimiento del tamaño de grano austenítico
Cuando un cristal es calentado a una temperatura cercana al punto
de fusión, el tamaño individual del cristal cambia de manera que
incrementa el tamaño de grano. Este proceso es controlado por una
reducción en el total de la energía que ocurre como el área total
disminuye. Mientras que la masa es conservada, algunos granos se
mantienen pequeños y desaparecen mientras que otros crecen
26
grandes. En una fase cristalina simple, donde los granos están
íntimamente conectados, este fenómeno es referido a crecimiento de
grano. Cuando este proceso ocurre con la separación de cristales es
referido a engrosamiento (Fan, et al., 1999).
En el crecimiento de grano, el proceso fundamental es transferir un
átomo a través de un límite desde un grano a otro. En engrosamiento,
esta es la disolución de material de un cristal, este es transportado a una
fase intermedia y precipita sobre otro cristal que sostiene el proceso.
El crecimiento de grano ocurre por la migración de los límites de
grano y no por la coalescencia de los granos colindantes. La migración
de los límites de grano es discontinua. Un grano puede crecer dentro de
un grano colindante en un lado mientras este comienza a consumirse
desde otro lado. El porcentaje de consumo de un grano
frecuentemente es más rápido como el grano está por desaparecer
(Zheng, etal., 2006).
Un límite de grano curvo usualmente migra hacia este centro de
curvatura. Cuando el límite de grano en una fase simple esta en ángulo
diferente a 120°, el grano va a hacer consumido hasta alcanzar los 120°.
El tamaño mínimo de grano es un límite bajo el cual los granos
desaparecen rápidamente y que no existen en un modelo con un gran
número de granos en el sistema (Saetre, 2002).
El porcentaje de crecimiento disminuye con el incremento del
tamaño de grano. Existe una distribución característica de tamaños de
cristal que permanecen constantes como el radio incrementa.
La distancia entre juntas triples a lo largo del perímetro de un grano
puede variar ampliamente y facilitar la conexión con granos pequeños
(Holm, etal., 2003).
El tamaño mínimo de grano es causado por el requerimiento que
todos los granos están sujetos a un tamaño de grano crítico. Los granos
27
que son más pequeños que el tamaño mínimo no llegan a un tamaño
crítico y por lo tanto no pueden existir. El tamaño de grano incrementa
con el tiempo mantenido a una temperatura alta, debido al grueso de
la estructura de grano preliminar, el tamaño mínimo de grano también
puede incrementar. La figura 2.5 muestra que los tamaños de grano
ASTM pequeños (granos gruesos) presentan mayor facilidad a crecer a
temperaturas mayores. Los granos finos presentan poco crecimiento a
bajas temperaturas, pero a partir de temperaturas entre 1900 y 2000F
(925 a 1000°) (Barreiro, 1980).
1200 1400 1600
Temperatura de calentamiento, F
128
Figura 2.5 Influencia del tamaño de grano austenítico en el crecimiento.
2.3.4. Crecimiento de grano en la ZAC.
El crecimiento de grano en la ZAC puede explicarse con la ayuda de
ciclos térmicos. Al acercarse al límite de fusión, altos valores de
temperatura llegan y granos grandes se establecen a altas
28
temperaturas. Mientras el crecimiento de grano incrementa con el
aumento de temperatura y tiempo, el tamaño de grano en la HAZ
incrementa como el límite de fusión se acerca (Kou, 2003).
La figura 2.6 muestra las distintas microestructuras que se producen de
la línea de fusión al metal base afectado por el calor. El punto 1 llega a
la temperatura liquida y de fusión teniendo suficiente tiempo para
crecer a comparación del punto 3, que no alcanza el necesario calor
para establecer un aumento en el crecimiento.
%Cpeso
•3
« o
(c)
ZAC £353
Tiempot
Distancia
Crecimiento de grano en la ZAC. a) diagrama fase, b) ciclosFigura 2.6 |̂ rm¡cos yc)Variación del tamaño de grano
2.4. Análisis microestructural mediante ultrasonido
La inspección ultrasónica es más factible económicamente que otras
pruebas de inspección no destructivas para evaluar propiedades
mecánicas, como la emisión acústica ya que el ruido provocado afecta
la confiabilidad de respuesta en la caracterización (Dobmann, 1997).
Estudios (Bettayeb, et al., 2005) han sido conducidos para establecer las
características de microestructuras inferidas de una inspección
ultrasónica.
29
2.4.1 Técnicas de ultrasonido
Las características para relacionar las propiedades de propagación
con la estimación del tamaño de grano por técnicas de ultrasonido,
encontrados en la literatura son:
A) Atenuación de componente de onda envarias frecuencias
B) Magnitud de ecos producidos por estructurainterna
C) Velocidad de sonido del material
Las técnicas que existen para la medición de los parámetros de
propagación de ondas ultrasónicas son de onda continua y pulsada. La
técnica más utilizada para la caracterización de material es la de onda
pulsada (ASM 17, 2005). En el método de transmisión se realiza una
medición de la señal de atenuación únicamente, y se basa en
comparar la intensidad de ultrasonido transmitido hacia la pieza con la
intensidad transmitida hacia una referencia estándar hecha en el mismo
material. Se necesitan dos unidades de búsqueda (transductores),
emisor y receptor. El método de pulso eco es el más utilizado por la
ventaja de revisar la pieza por solo un lado y se pueden revisar espesores
de más de 7 mm (Frederick, 1965). Mide el tiempo de transito de la señal
y como la señal se atenúa.
Dentro del método pulso eco existen dos criterios complementarios.
El primer criterio se basa en estimar el tamaño de grano en base a la
estructura del material y el otro en lo que produce el defecto en el
material, relacionado con la defectología (Rose 1988). En los dos
criterios se tiene que considerar factores de interacción entre la onda
1
30
ultrasónica y el material, ya que su conocimiento es necesario para
comprender como el ultrasonido puede ser usado para estimar el
tamaño del grano (Riebel, 1989). De estas características de interacción,
se ha partido para estudiar la estimación del tamaño de grano.
La tabla 2.1 realizado por (Nagy, 2003) muestra los dos criterios.
Tabla 2.1 Criterios de caracterización del tamaño de grano
CRITERIO 1: CRITERIO 2: CARACTERÍSTICAS DE INTERACCIÓN
Alta frecuencia en
medio elástico
El medio de propagación es enun medio imperfecto
Fenómeno físico debido a la interacción conimperfecciones del material
Isotrópico Anisotrópico Anisotropía (orientación)
Textura Fases
Granos columnares Esfuerzos residuales
Limites de grano
Homogéneo No homogéneo Ruido
Policristalino Dispersión
Bi-fase Atenuación.
Poros
Lineal No lineal Generación armónica
Plástico Elástico - acústico
Fatiga Grieta
Libre atenuación Atenuación Absorción
Aire, agua Viscosidad
Polímeros Conducción de calor
Granos gruesos Dispersión (scatter)
Porosidad No homogeneidad elástica
Irregularidad geométrica
Sin dispersión Dispersivo Relajación
Intrínseco (Polímero) Resonancia
Geometría (onda guía) Velocidad de fase y grupo
Distorsión del pulso
Independiente detemperatura
Dependiente de temperatura
No linealidad
Cambio de velocidad
Expansión termal
31
Esfuerzos residuales
Transformación de fase
Contenido de humedad
No defectos Defectos
Grietas, desuniones,delaminación
Reflexión, difracción, atenuación, cambio develocidad, dispersión, no linealidad
Límite ideal
Plano, liso, interface deunión rígida
Imperfecciones en límites
Curvado, rugosidad,deslizamiento, interface
Modo de conversión
Refracción, difracción, dispersión.
Tipo de onda canónica
Onda plana
Onda esférica
Armónica
Tipo de onda compleja
Amplitud
Enfoque
Impulso
Disgregación del haz
Difracción
Distorsión
El primer criterio es determinista (You 1991), involucra el estudio de los
parámetros relacionados con el material homogéneo, el campo
acústico que actúa sobre este y la señal resultante, mediante un
procedimiento especifico basado en las reglas de un método, como el
de pulso-eco, para lograr el objetivo de estimar el tamaño de grano. Su
aceptación de uso se debe a la flexibilidad. Por otra parte, la exactitud,
depende del control de los fenómenos que intervienen en la generación
de la señal (Ljung 1987).
El otro criterio, considera a la señal que procede de la estructura del
material dispersivo; lo que permite modelar, simular y deducir sobre la
propia naturaleza del fenómeno (Saniie 1988), como un proceso
aleatorio. Este criterio es llamado Retrodispersión. A continuación, se
describe la técnica de pulso eco utilizada para estimar el tamaño de
grano, basada en el primer criterio.
32
2.4.1.1. Método de Pulso- eco
La técnica que a continuación se desarrolla, se basa en el método de
pulso eco, utilizando una propagación de onda longitudinal introducida
por un transductor de haz recto en contacto directo con el material.
(ASTME-114, 2000)
La técnica se basa en que, una serie de pulsos eléctricos se aplica a
un elemento piezoeléctrico (transductor) que convierte estos pulsos a
energía mecánica en la forma de ondas pulsadas en una frecuencia
nominal. Este transductor transmite las ondas en el material a través de
una superficie conveniente y el copiante. El material de respaldo, la
placa de contacto, y el conector eléctrico componen la unidad de
búsqueda (transductor), mostrado en la figura 2.7.
Material de
rescaldo
Electrodos
Elemento
piezoeléctrico
Figura 2.7 Componentes de una unidad de búsqueda (transductor). Hazrecto.
La energía pulsada se transmite en los materiales, recorriendo una
dirección normal a la superficie de contacto, y es reflejada de nuevo a
la unidad de búsqueda por los interfaces de discontinuidad o del límite
que son paralelos a la superficie de contacto.
El tiempo, t, que realiza la onda para viajar por el espesor, d, de la
pieza en experimentación y regresar al transductor, es utilizado para la
medición de la velocidad ultrasónica. El tiempo de vuelo es
33
gráficamente mostrado utilizando un osciloscopio. Para evaluar los ecos
en la pantalla existe una cuadricula dentro del aparato con graduación.
El método de pulso-eco de superposición, que se basa en la
recolección de señales sucesivas de ecos de reflexión, que son
superpuestas en el osciloscopio, ajusfando el eje de las abscisas con el
portador de frecuencias, cuyo período es el tiempo de vuelo entre las
señales de interés. De esta manera, mientras una señal aparece en el
primer barrido del osciloscopio, la siguiente aparece en el próximo
barrido, y esta se procesa. La velocidad ultrasónica es determinada por
la fase y la atenuación es determinada por la amplitud.
Velocidad
La velocidad ultrasónica es una propiedad particular de los
materiales que ha sido aplicada para su caracterización. Este parámetro
se utilizó para estimar el tamaño de grano en acero inoxidable
austenítico (Petculescu, 1998). Las ondas ultrasónicas se propagan en
medios homogéneos a una velocidad propia para cada material (ASM
Handbook 17, 2000). En la determinación de este parámetro ocurren
ciertos errores que deben tomarse en cuenta, lo cual le resta validez al
estudio.
La determinación de la distancia de propagación (camino acústico)
y el tiempo empleado en recorrer la distancia asociado (tiempo de
vuelo), son dos aspectos que deben tomarse en cuenta para obtener
resultados precisos (Buitrago 2004). Existe una diferencia entre medios
homogéneos y los no homogéneos, esta es que en los segundos se
presenta el fenómeno de dispersión, por lo que debe diferenciarse entre
la velocidad que se presenta para cada frecuencia (velocidad de fase)
y la velocidad con que se propaga un grupo de ondas que es la
velocidad de grupo (Palamichamy, 1994).
•
34
Velocidad de fase
La propagación de un caso muy simple de onda plana, puede
expresarse por la ecuación 2.3:
i(cot-kx)u = u0eK Ecuación 2.3
Donde:
(0=27lf
k=2n/X,t =tiempo
Esta solución que refleja la propagación de una onda continua de
frecuencia única (propagación armónica), permite definir la velocidad
de fase, definido en la ecuación 2.4:
Donde:
0) co=27ifC = — = AJ Ecuación 2.4 k=2n/X,
* f =frecuencia
Que significa la propagación de un punto de fase constante, como
se muestra en la fig. 2.8. A diferencia del clásico concepto de velocidad
que tenemos de la mecánica, donde medimos el tiempo transcurrido
durante la traslación de un cuerpo de una posición a otra, la velocidad
de fase considera la traslación de un punto de la onda, no de la onda
en sí, pues la misma es de extensión infinita. (Gordon, 1987). Quiere decir
que si consideramos dos transductores (emisor y receptor), ambos
estarán conectados en forma continua por dicha onda.
dir«clian ti prcpAqif *r _.
**+anc»
wj»»l«n^ti
Figura 2.8 Velocidad de fase.
m
Velocidad de grupo
La velocidad de grupo está dada por la ecuación 2.5:
dcor =
8 dkEcuación 2.5
35
Para definir esta velocidad y su diferencia, se establece la relación entre
ambas velocidades.
dC
cg~c~^~ Ecuación 2.6
La ecuación 2.6 lleva intrínseco el concepto de dispersión. Si
examinamos la expresión anterior veremos que ambas velocidades son
iguales si C es independiente de la frecuencia (X). Existen situaciones, en
donde ambas velocidades dependerán de la frecuencia y serán
diferentes. Este fenómeno es llamado dispersión, que se refiere a la
dependencia de la velocidad de fase (y de grupo) con la frecuencia. El
origen, se debe a las características geométricas del material o a las
propiedades no elásticas del mismo, y reciben el nombre de dispersión
geométrica o viscoelástica según sea el caso.
El modo en que se propaga una onda longitudinal en un material
homogéneo (densidad constante), puede expresarse de la Ecuación de
Lame (ecuación 2.7)
P^=a+2//)V(V-w)-i"V><(V><w) Ecuación 2.7
Yes:
c, =Á+2ju
Ecuación 2.8
Donde Xy y. son constantes elásticas, conocidas como constantes de
Lame, pes la densidad constante.
36
En este modo de propagación no existe el fenómeno de dispersión,
por lo que las velocidades de fase y grupo coinciden. Por lo tanto, loimportante es conocer que en un fenómeno de propagación, lainfluencia de fronteras impuestas por la geometría del material puede
conducir al fenómeno de dispersión, independientemente que
escojamos un tipo de transductor. Por otro lado, tenemos que no todoslos materiales son elásticos y se puede presentar el fenómeno de
viscoelasticidad que provoca la dispersión del mismo nombre,
independiente a la situación geométrica del material.
Atenuación de señal
La otra propiedad de propagación es la atenuación de señal que
anteriormente se describió.
En este caso se cumple una ley del tipo
A- A e{-al)A ~ AiF Ecuación 2.9
Ay Ao: amplitudes final e inicial de una onda que atraviesa un materialde longitud I, a es el coeficiente de atenuación, que caracteriza
acústicamente al material (además de la velocidad).
La atenuación ultrasónica en sólidos puede llegar de la desviación de
energía del haz ultrasónico el cual principalmente depende en laconfiguración de la geometría del sistema (pieza de prueba ytransductor). Además de las características de atenuación del material
policristalino.
La medición absoluta de la atenuación es muy difícil a causa de que
la amplitud del eco no depende solamente en la atenuación, sino que
también depende de otros factores (geometría de la pieza, unión y
transductor). La medición relativa, es la que se efectúa en los
experimentos, utilizando los cambios en la atenuación durante una
37
medición dada. De aquí que la atenuación es calculada por comparar
la altura de dos ecos sucesivos mostrados en el osciloscopio (Nagy,
2003). La unidad de atenuación es el dB (o Neper) por unidad de
longitud. En muchos casos se expresa una dependencia adicional con
la frecuencia (Buitrago, 2004).
La atenuación es un parámetro utilizado ampliamente en ultrasonido,
representa la perdida de energía sufrida por una onda de ultrasonido
por unidad de longitud de la muestra. La atenuación es una
reorientación y modo de conversión de energía originada por los granos
y precipitados. La dispersión de señal depende de la forma, orientación
y anisotropía de los granos, estructura, límite de grano, así como los
elementos químicos (Bigelow, et al., 2002).
La dispersión convierte la energía coherente a incoherente, las ondas
divergen como un resultado de la interacción de ondas con las no
homogeneidades del material. La dispersión no solo reduce la señal
coherente sino que también eleva el ruido del material, el cual limita la
detección de la señal atenuada (Hakan, et al., 2005).
No linealidades elásticas y plásticas en el material controla la
distorsión de onda ultrasónica a lo largo de la trayectoria de
propagación de onda y la generación de armonía de las ondas iniciales
de forma. Una manera cuantitativa de medir la distorsión de onda es el
parámetro acústico. La magnitud del parámetro acústico es altamente
dependiente de la estructura cristalina del sólido y la presencia de
discontinuidad en la estructura. Tal dependencia ha sido utilizada como
herramienta de caracterización del material (Cantrell, et al., 2001).
38
2.4.2 Caracterización
La caracterización acústica es una importante herramienta en las
pruebas no destructivas de los materiales. Las señales ultrasónicas son
representadas como dependientes del tiempo (Bettayeb, et al., 2005).
Las diferencias de texturas de grano en las microestructuras poseen
diferentes constantes elásticas, las técnicas de ultrasonido han
demostrado determinar estos cambios en un mismo material
(Jayakumar, 1996).
Existen dos mecanismos de atenuación que se consideran en la
caracterización de los materiales, absorción y dispersión. La absorción
convierte la energía acústica a calor vía viscosidad, relajación,
conducción de calor, etc. La energía absorbida es una perdida
irreversible del campo acústico mientras que esta se disipa en el medio
(Dobmann, 1997).
Para la propagación de ondas acústicas a través del material, la
señal recibida proporciona información en aspectos mecánicos y físicos
del medio explorado. Las ondas acústicas atraviesan al material
llegando modificadas a su punto final. Esta modificación es
directamente dependiente de las propiedades mecánicas y
estructurales del material. Las características microestructurales tales
como el tamaño de grano influyen en la velocidad y atenuación en
materiales policristalinos. La atenuación muestra alta sensibilidad con el
tamaño de grano (Vergara, et al., 2001).
Las mediciones ultrasónicas son tomadas por técnicas de incidencia
normal, es medido la amplitud de los ecos de respaldo de ondas
normales en el espécimen (Badidi, et al., 2003).
La atenuación de la señal de ultrasonido es correlacionada al
tamaño de grano y como consecuencia este puede medirse. Su estudio
39
depende en la calibración de curvas entre el tamaño de grano y la
atenuación con el fin de obtener información del tamaño de grano de
una muestra específica. Tal calibración debe ser individualmente
obtenida de la metalografía para cada ejemplar y/o rango de
frecuencia especifico. Obteniendo el tamaño de grano directamente
de un gráfico de ultrasonido, sin el uso de alguna curva de calibración
(Sundín, etal., 2002).
Por el otro lado, cuando se propaga una onda ultrasónica a través de
un material no homogéneo (granos, porosidad, inclusiones, precipitados,
etc.), causan dispersión, pues reduce el cociente de la
señal/interferencia, pero por el otro lado, podría ser utilizada también
para caracterizar estos dispersores (tamaño de grano). (Kruger, 1998).
Para demostrar como un elemento dispersivo, como el grano del
material policristalino induce atenuación en la señal, conocido como
ruido, se han realizado investigaciones (Stanke, 1984),
Naggy 2003 y Sanüe 1988, modelaron al grano como dispersor, que
convierte la energía del haz de coherente a incoherente, diverge las
ondas como un resultado de interacción de las ondas con la no
homogeneidad del material. De esta manera, el fenómeno dispersión
no solo reduce la señal coherente sino que aumenta el ruido en el
material lo que limita la detectabilidad de la señal atenuada.
La pérdida de amplitud de señal que producen los dispersores como
atenuación (L), se puede expresar por una distancia de propagación (d)
por un coeficiente de ajuste de la atenuación inducida por dispersión (
a). Siendo este último exponencial.
L-a-d Ecuación 2.10
40
Implícitamente el coeficiente de atenuación (a), esta en función de
la forma, orientación, cantidad y tamaño del grano, por lo que su
determinación es complicada por todas las variables que le rodean.
Mediante la espectroscopia ultrasónica, se puede obtener resultados
relativos del coeficiente; realizando análisis de las señales ultrasónicas
que proceden del sólido, utilizando la técnica de pulso eco
(superposición) y evaluados con modelos aleatorios que permitan
interpretar el ruido del grano, por supuesto, estableciendo postulados
que permitan acercarse a resultados viables.
La figura 2.9 ilustra el modelo de Saniie y Naggy, en la cual una
amplitud de onda cambia por encontrarse en su trayectoria a un
dispersor.
Modelo de la señal
recibida
ONDA INCIDENTE
AMPUTUD(Ai)
La señal recibida
corresponde a una
amplitud de onda
ultrasónica incidente
(Ai), causada por un
transductor normal
DISPERSOR
(SCATTERER)ONDA DISPERSA
AMPLITUD(Ad)
Transición de la
amplitud, causada porla diferencia de
propiedades elásticasdel dispersor y dmedio y el volumen el
dispersor
*La señal recibida esta en
función de la amplitud
de la onda (Ad) a unadistancia r del dispersor y
en función de la
dirección.
Figura 2.9 Esquema del modelo de dispersión que induceatenuación
41
2.5 Evaluación de propiedades en fatiga
2.5.1 Mecanismos de fractura
A nivel microestructural, las fracturas en aleaciones pueden ocurrir vía
transgranular (a través de los granos) o intergranular (a lo largo de límites
de grano). El ASM handbook volumen 19 2005, indica que existen cuatro
modos principales de factura: Dúctil, frágil, fatiga, ruptura por
decohesión.
Los metales presentan a menudo propiedades bastante aceptables
cuando los ensayos de tensión se realizan sobre pequeñas probetas de
barra lisas a temperatura ambiente con carga reducidas. Sin embargo,
fallan por fragilidad cuando se cargan elementos grandes o cuando la
carga se aplica a bajas temperaturas o de una forma rápida. La
susceptibilidad a la fractura frágil aumenta si existen entalladuras u otros
defectos. La resistencia a la fractura frágil suele conocerse como
tenacidad.
Los metales con estructura cúbica centrada, por ejemplo el hierro y
los aceros ferríticos, poseen la desfavorable característica de que su
mecanismo de fractura sufre una transición dramática al descender la
temperatura, pasando de un modo de ductilidad tenaz en la zona de
más alta temperatura a un modo frágil en las temperaturas inferiores. Los
metales de estructura cúbica centrada en las caras, por ejemplo: cobre,
aluminio y aceros austeníticos, no fallan por decohesión en ninguna
condición de carga y temperatura.
La fractura dúctil implica la nucleacion, crecimiento y coalescencia
de microhuecos. Los microhuecos forman alrededor de precipitados o
inclusiones no metálicas, ver figura 2.10. La ductilidad o tenacidad del
material depende básicamente de la fracción volumétrica de las
partículas que nuclean los microhuecos. Cuanto mayor es la pureza del
material mayor es el grado de deformación y tenacidad.
Figura 2.10 Formación de microvacios alrededor de precipitadoso inclusiones no metálicas resultantes en fractura
42
La orientación macroscópica de una superficie de fractura dúctil
puede variar de 90° a 45° respecto de la dirección de la tracción
aplicada. En las secciones gruesas la mayor parte de la superficie de
fractura tiende a orientarse a 90° respecto a la dirección de tracción
aplicada. Sin embargo, las fracturas dúctiles suelen tener un "labio de
corte" próximo a un contorno libre conforme las tensiones transversales
se reducen a cero, haciendo que el plano de máximo cizallamiento esté
a 45° respecto de la dirección de la tracción aplicada.
La fractura transcristalina tiene lugar en metales de estructura cúbica
de mallas centradas cuando la tracción máxima principal excede un
valor crítico, el denominado tensión microscópica de fractura
transcristalina. Determinados planos cristalográficos de átomos se
separan cuando la tensión es lo bastante elevada como para romper
los enlaces atómicos. Como planos de fractura se prefieren los planos
cristalográficos con bajas densidades atómicas. La superficie de fractura
es perpendicular a la tensión principal máxima y tiene una apariencia
macroscópica plana y cristalina. A simple vista la fractura transcristalina
suele presentar unas características marcas en forma de fibra que
señalan el origen de la fractura.
43
Cuando la fractura frágil se produce en una gran estructura, estas
marcas son esenciales para identificar el lugar de iniciación de la grieta.
Al microscopio puede verse cómo las grietas atraviesan los granos a lo
largo de los planos cristalográficos preferidos (fractura transgranular). Si
los contornos de grano se debilitan a causa de los precipitados o por
segregación de elementos aleantes, las grietas de despegue pueden
propagarse también a lo largo de los límites de grano (fractura
intergranular).
La temperatura influye sobre el comportamiento a la fractura debido
principalmente a su efecto sobre el límite elástico y la transición de
fractura dúctil a fractura transcristalina.
La figura 2.11 muestra esquemáticamente el límite elástico y la
tensión microscópica de fractura transcristalina correspondientes a un
acero terrífico, en función de la temperatura. El límite elástico desciende
según aumenta la temperatura, mientras que la tensión de fractura
transcristalina apenas se ve influida. La temperatura de transición se
define por la intersección entre las curvas de ambos factores.
femperaMadetantfcióneftáica
Reseienctaaki*jenck3con•*^ cíavekxkJadctectefcmTOCtón
,Temperaíura de karvldón agranve|cK:tckxJctectefomK>Cíán
Temperatura T
Figura 2.11 Resistencia de fluencia y tensión de fracturatranscristalina microscópica en función detemperatura y velocidad de carga
44
A temperaturas más bajas los materiales fallan sin una deformación
plástica previa (fractura frágil). Por encima de la temperatura de
transición puede producirse todavía la fractura transcristalina, debido al
efecto del endurecimiento inducido por la deformación. A temperaturas
más elevadas ya no es posible la fractura es dúctil.
2.5.2 Prueba de propagación de grietas
La soldadura de arco presenta concentraciones de esfuerzos en las
estructuras a causa de cambios de geometría, y defectos asociados
con soldadura, como falta de penetración y sobrereforzamiento.
Aunque el servicio de las soldaduras es juntar e integrar una estructura
puede también favorece en iniciar grietas. Los efectos de esfuerzos
residuales y propagación de grietas se consideran durante el servicio de
la estructura, por lo que tener un control de su comportamiento es
importante.
La zona afectada por el calor se forma como resultado de un ciclo
térmico en el metal base durante la soldadura. En soldaduras de varios
cordones la HAZ formada por ciclos de calentamiento es modificada
térmicamente, formando zonas localizadas y discontinuas.
El comportamiento de la propagación de grietas por fatiga de
soldadura puede ser caracterizada por la ecuación de París, la cual
relaciona el crecimiento de grieta por fatiga,da/dN y el rango de
intensidad de esfuerzos, AK.
Donde:
a=longi"N=núm<
C y m =constantes del material
da ., rs a=longitud de grieta— = C(A/Qra Ecuación 2.4 N=número de cidos
45
Gráficamente, el comportamiento se establece en tres regiones. En la
primera región existe un valor de esfuerzo límite en el cual la velocidad
de propagación es nula y el efecto de la microestructura tiene gran
relevancia ya que la trayectoria de la fractura es a lo largo de los planos
cristalinos. En la región II se establece un comportamiento lineal y
cumple la ecuación 2.4, es influenciada por las constantes C y m,
sensibles al material y al ambiente, respectivamente. La región III se
acerca a valores de a la tenacidad a la fractura KIC, existe una
combinación de modos de falla. Para obtener mejor entendimiento de
los datos se grafican en forma logarítmica, como se ¡lustra en la figura
2.12.
log da/dN
Región I
Fractura
cristalina,
efecto de la
microestructura
y el nivel deesfuerzos
Región II
Fractura no cristalina,
efecto del ambiente
da
55- =cw
Combinación
con modos
estáticos de
fractura
KIC
logAA' (MPa-fin)
Figura 2.12 Velocidad de propagación de grietas por fatiga
El rango de intensidad de esfuerzos, LK, está dado por la diferencia
de intensidad de esfuerzos aplicados en el ciclo de carga, AK = Kmáx -
Kmín •
El principal factor que gobierna el crecimiento de grietas es el rango de
intensidad de esfuerzos. La relación de esfuerzos, R, (intensidad de
esfuerzos máximos y mínimos aplicados) puede también tener influencia
46
en el crecimiento de grietas. Un incremento de R resulta en un
incremento en da/dN para un rango de intensidad de esfuerzo dado.
Las pruebas son conducidas usando incrementos de AK, obteniendo
la relación directa del crecimiento de la grieta y el rango de intensidad
de esfuerzos, determinando la resistencia de la microestructura en la
ZAC. El rango de esfuerzos es obtenido a través de un método paralelo
de complianza C.
La constante C tiene dimensiones peculiares, la cual depende del
valor del exponente m.
El estándar (ASTM-E647, 2005), permite elegir la sección y diseño de
espécimen a evaluar. La selección de la geometría y la posición de la
muesca dependen del objetivo particular de la prueba.
I Una evaluación general se realiza para analizar la fractura asociada
con alguna grieta específica en la estructura. La posición de la muesca
debe ser tal que la punta de grieta se encuentre cerca de la zona de
interés. El método más práctico para determinar la zona es pulir o atacar
el lado de la muestra para revelar la microestructura y entonces marcar
la zona de interés.
Para evaluar la ZAC, se considera esencial para cada espécimen
después de cada prueba, verificar que la punta de la grieta se
encuentre dentro de la región. El diseño en juntas de soldadura para la
prueba en la ZAC debe ser en Kpara que la muesca se encuentre en un
plano perpendicular a la superficie de la placa y sea fácil de encontrar
la microestructura deseada. Los especímenes rectangular o compacto
con muesca debe ser usado en estas pruebas. Si el metal de soldadura
es pobre de tenacidad la muesca debe ser controlada para evitar que
el material elimine alguna oportunidad de inicio de fractura en esa
región.
47
Para obtener una forma uniforme de grieta por fatiga es
recomendable que los esfuerzos residuales en los especímenes con
muesca sean mecánicamente relevados. Un método es la compresión
local, donde una deformación plástica igual o menor de 1% del espesor
del espécimen, B, es aplicada a través del ligamento en frente de la
muesca antes del pre-agrietamiento.
El pre-agrietamiento debe normalmente ser hecho en el material en
la condición metalúrgica en la cual va hacer probada. Tratamientos
intermedios entre pre agrietamiento y la prueba debe solamente ser
realizados cuando tales tratamientos sean conocidos para seguir el
agrietamiento en la aplicación de interés.
La muesca plana es ampliamente utilizada para pruebas en
soldadura porque esta coincide con planos suaves de solidificación de
estructuras de grano columnar y grandes concentraciones de
segregaciones en los límites de grano.
2.5.2.1 Efectos de los parámetros de la prueba.
Pop-in
El pop-in es el término descriptivo para indicar la ocurrencia de un
cierto tipo de discontinuidad en la carga contra un desplazamiento. Este
es caracterizado por un súbito incremento en desplazamiento y,
generalmente disminución de carga. Si el pop-in es atribuido a una
grieta frágil en el plano de la muesca, el resultado puede considerarse
como característica del material. Cuando se atribuya a una presencia
de porosidad, inclusión durante el procedimiento o cuando existan más
planos de fractura, los datos de la prueba no son confiables, así como el
factor sea interferencia eléctrica o cambios de temperatura.
48
Desplazamiento crítico de abertura de la grieta CTOD)
La fractura dúctil inicia después de que se ha rebasado una
deformación crítica de tensión en la punta de la grieta. La deformación
en la dirección normal al plano de fractura se llama desplazamiento de
abertura de grieta y depende de la magnitud de esfuerzos en la punta
de la grieta. El CTOD bajo condiciones lineal-elástica esta dada por:
Cuando KI=KIC se ha alcanzado el valor crítico de CTOD y cumple el
criterio de energía.
Modulo de Young
El efecto del modulo de Young, E, es importante, ya que la
propagación de grietas es una consecuencia de una deformación
plástica en la punta de la grieta. El incremento de propagación en
cada ciclo. Se ha mostrado una dependencia de AK/E en el control de
propagación de grietas (Quiu, et al., 2000).
Espesor
Existen dos efectos en donde el espesor del espécimen puede
afectar la propagación de grietas. La tenacidad a la fractura, en
general puede disminuir con el aumento del espesor. El efecto de dobles
de la superficie de fractura se acentúa en placas delgadas que en
gruesas.
Cerradura de grietas en fatiga.
Convencionalmente el modo de desplazamiento I en superficies de
fractura, se propone cuando los esfuerzos aplicados están en tensión.
Esta situación es correcta en un sistema lineal elástico. Para que un
efecto de apertura de grieta suceda, debe establecerse que el esfuerzo
49
aplicado debe ser mayor que el mínimo e inversamente se produce en
efecto de cerradura. En términos del factor de intensidad de esfuerzos la
grieta se abre cuando el factor es mayor que el valor mínimo de Ki en un
ciclo de fatiga.
El fenómeno de cerradura de grieta se establece con el contacto de
superficies de fractura detrás de la punta de la grieta antes de que
llegue al valor mínimo de carga en el ciclo de carga. Se observa en una
gráfica carga-desplazamiento de abertura, como un cambio de
pendiente. Se basa en que la grieta no se abrirá al menos que K¡ > Kop,
donde Kop es el valor de apertura de grieta de Ki donde Kop > Kmín. De
acuerdo a esto a valores de R altos ya no se observa este efecto,
debido a que Km{n para valores de Restá por arriba de Kop.
Efecto del tamaño de grano.
En soldadura, el metal base de grano fino presentan mayores
velocidades de crecimiento de grieta y un límite de fatiga menor que los
materiales de grano gruesos. Se le atribuye a la cerradura inducida por
rugosidad, ya que materiales de grano grueso el trayecto de la grieta es
más tortuoso. Cerca del límite de fatiga, la fractura tiende a seguir
planos cristalinos y existe una componente importante de
desplazamiento de grieta de modo II, lo que favorece Kop altos.
Un cambio de tamaño de grano puede afectar las características
microestructurales reflejado en sus umbrales AKth. El incremento del
umbral se consigue con el crecimiento de grano (Badidi, et al., 2003).
Umbral para propagación de grietas.
La propagación de grietas tiende a cero en algún valor crítico de AK,
el cual es un valor umbral, AKth. Es sensitivo a factores metalúrgicos así
como a la relación de esfuerzos, R. AKth disminuye como R incrementa.
50
El comportamiento de la propagación de grietas se visualiza en las
gráficas da/dn contra AK y se componen por tres regiones. La región de
umbral es limitada por el valor AKth. En esta región la propagación de
grietas es controlada por factores metalúrgicos así como la relación de
esfuerzos. La región de Paris es una línea recta y la propagación de
grietas se rige por la ecuación de Paris. La microestructura y R no tienen
mucha influencia. En la región de falla estática, la propagación
incrementa rápidamente y es controlado principalmente por la relación
de esfuerzos y en menor medida, factores metalúrgicos y el espesor del
espécimen.
Complianza.
La técnica experimental para la determinación del factor de
intensidad de esfuerzos es a través del método de complianza. La
complianza es el inverso de la pendiente de la curva carga-
desplazamiento correspondiente a una longitud de grieta.
La relación entre complianza (reciproca de la pendiente fuerza-
desplazamiento) es usualmente expresado por tamaño de grieta,
modulo de elasticidad, desplazamiento, espesor, ancho y fuerza. Cada
medición de complianza es aplicable solo para una medición específica
en la muestra. Se puede visualizar en la expresión analítica de liberación
de energía con carga o desplazamiento constante. En estos casos al
haber una extensión de grieta, la complianza aumenta, pero en el caso
de carga constante el área bajo la curva P contra v aumenta, mientras
que para desplazamiento constante el área bajo la curva disminuye;
esto implica que a carga constante la energía del sistema aumenta al
crecer la grieta e inversamente en desplazamiento constante.
51
El método consiste en graficar los valores de la complianza medidos
para diferentes tamaños de grieta, obtener la pendiente de esta curva
en el punto correspondiente al tamaño de grieta deseada y sustituir en:
hjc^a)E Ecuadón 2.51 yj2B(l-V2)
Esta técnica es particularmente útil para el caso de placas pequeñas
dimensiones, aunque tiene la desventaja de requerir que la grieta esté
conectada en la superficie externa de la pieza de modo que se puedan
medir los desplazamientos.
2.6 Trabajos previos
Existe un número mínimo de investigaciones con respecto a la
evaluación de integridad estructural en junta de soldadura en
estructuras son mínimas. El análisis de este trabajo, está limitado a
resultados que ayudarán a comprender la influencia del tamaño de
grano en la propagación de ondas ultrasónicas y de grietas por fatiga y
su interrelación.
• Transformación de tamaño de grano.
(Shi, et al., 2008), Estudiaron el efecto de tratamiento térmico a
temperaturas hasta de 1300°C durante tiempos de 2 h y diferentes
tiempos de enfriamiento (10, 15, 20, 25, 32, 55 y 110 segundos) sobre la
ZAC en soldaduras con acero HSLA, encontrando un aumento de
tamaño de grano con el incremento del tiempo de tratamiento térmico.
Las medidas de los especímenes fueron de 11 x 11 x 105 mm. Además
52
analizaron el efecto de las características microestructurales (producidas
por el cambio de enfriamiento), en la tenacidad a fractura. Los
resultados fueron obtenidos mediante la simulación termomecánica
realizada en Gleeble 1500. Los parámetros de soldadura fueron
seleccionados de experimentos en procesos GMAW (calor de entrada
de 10.7, 14.1, 22.3, 29.2, 41.1, 70.0 y 125.5 kJ/cm).
(Pimenta, et al., 2000), Realizaron mediciones de microdureza en
soldaduras con acero al carbono-manganeso sometidas a tratamiento
térmico a 620°C y mantenidos por tiempos desde 2 a 21 h, resultando
pequeños cambios en la dureza con el incremento de los tiempos de
tratamiento térmico. Se utilizaron placas de 70 mm de espesor. El
proceso de soldadura fue de arco con electrodo protegido, material de
aporte AWS E-7018. El precalentamiento llegó a 125°C. Los parámetros
de calor de entrada, corriente y voltaje fueron de 75-120 A y de 20-25 V,
respectivamente.
• Caracterización microestructural mediante ultrasonido.
(Natase, et al., 2007), indicaron la importancia de realizar
inspecciones no destructivas para examinar juntas de soldadura en
construcciones civiles. Aún teniendo la experiencia en construcción y en
normas de diseño en países como Estados Unidos y Japón existen daños
en sus estructuras. Los autores propusieron al acero como un material
para disminuir el riesgo, incluyendo para esto el término calidad, que
considera la probabilidad de fractura en un material por el incremento
de discontinuidades en el elemento. Los autores propusieron que en la
etapa de diseño, en el material de las juntas de soldadura debe
señalarse la calidad e inspeccionarse mediante técnicas no destructivas.
Por lo que, la actualización de las normas en el campo de construcción,
53
la ejecución de juntas de soldadura en base a procedimientos
certificados y el incremento en las exigencias de técnicas en supervisión
Éde construcción fue sugerida por los autores.
(Cantrell, et al., 2001), relacionaron las propiedades elásticas y
plásticas de un material con la distorsión que este provoca en la
propagación de ondas ultrasónicas. El investigador planteó la medición
cuantitativa de la distorsión de la onda ultrasónica como un parámetro
acústico dependiente de la estructura cristalina del sólido. El esfuerzo de
deformación que produce la fatiga es asociado con una onda
longitudinal que produce el material con un componente elástico y
plástico de acuerdo a las leyes de Hooke. Su experimentación consiste
en tres muestras de AA2024-T4 sujetos a un esfuerzo controlado de 276
MPa y R=0, cada espécimen fue fatigado para diferente numero de
ciclos (3,10 y 100 ciclos), un cuarto espécimen no fue fatigado. En éstas
se adaptó un transductor de transmisión y otro de recepción con el cual
se registraron amplitudes absolutas de las señales para obtener el
parámetro acústico, las mediciones máximas fueron evaluadas y se
observaron que el parámetro aumenta con el incremento de ciclos de
fatiga, con lo que se concluye, que el origen del incremento del
parámetro está asociado con la transformación de la estructura del
material durante la fatiga.
(Bettayeb, et al., 2005), estudiaron la importancia de evaluar el ruido
estructural en ondas ultrasónicas provocado por materiales con
microestructura no homogénea como la soldadura. Este fenómeno fue
la dispersión y es utilizado para realizar una caracterización acústica del
material, como el tamaño de grano, donde el problema es filtrar su señal
de ultrasonido del ruido que ocasiona en su propagación. La
experimentación se llevó a cabo en placas de acero con un espesor de
35 mm y defectos artificiales de forma cilindrica (10, 7, 5, 3 y lmm).
54
También utilizaron placas soldadas de 30 mm de espesor con defectos
de soldadura (falta de fusión, porosidad y grietas). Las mediciones
ultrasónicas se realizaron mediante un transductor longitudinal cilindrico
con un diámetro de 4 mm y una frecuencia de 4 MHz, así como dos
transductores transversales de 8 y 9 mm de diámetro con 60° y 70°,
ambos de 4 MHz. Mediante un análisis de ondiculas correlacionaron el
análisis de la señal con una familia de ondiculas obtenida por la
dilatación y en función de oscilación de duración finita, la transformada
ondicula puede dar una medición cuantitativa de la señal en diferentes
escalas. El estudio muestra la importancia de seleccionar el apropiado
análisis de ondiculas para una mejor realización del proceso.
(Petculescu, et al., 2004), estudiaron un algoritmo automatizado que
permitió la determinación de la velocidad ultrasónica, atenuación y
análisis de espectros de señal para caracterizar un material con
atenuación acústica. El sistema experimental propuesto constó de un
mecanismo automático para escanear la señal y procesador de análisis.
Cuando en el material se propagó una onda ultrasónica, la señal fue
adquirida en el dominio de frecuencia para comparar el efecto en las
propiedades del material, entonces el programa del procesador obtuvo
transformadas rápidas de Fourier y resultó un espectro de frecuencia, el
cual varió después de propagarse en diferentes materiales. También el
análisis del espectro implicó analizar ecos sucesivos en el dominio
tiempo. La relación de los espectros producidos en regiones de picos
permitió el cálculo de la atenuación ultrasónica. Determinando el
coeficiente de atenuación en la zona de atenuación Rayleigh
proporcionado por el algoritmo, calcularon el tamaño de grano. Los
resultados ofrecieron valores de velocidad, atenuación y tamaño de
grano, sensitivos a variaciones de composición del material, orientación
55
del transductor, acabado de la superficie de la probeta, método de
contacto, presión y temperatura.
(Vergara, et al., 2001), mostraron la aplicación del ruido granular
ultrasónico en la caracterización de materiales, mediante la técnica de
pulso/eco de superposición de ecos de energía enviada por el
transductor en forma de pulsos, como consecuencia de la dispersión
reflejada cuando el pulso enviado incide sobre un conjunto de
reflectores (límite de grano) con un tamaño comparable a la longitud
de onda. La atenuación experimentada depende de la frecuencia y es
de especial interés en la caracterización del material. Se probaron 120
probetas de mortero arena con diferentes porosidades, la frecuencia
del transductor fue de 2 a 5 MHz. El trabajo ofreció una contribución
para estimar la atenuación mediante un análisis tiempo-frecuencia del
ruido ultrasónico, planteando un modelo de tiempo-frecuencia, donde
se toma en cuenta la duración del pulso a una profundidad, velocidad
de fase, número de dispersores, y coeficientes de dispersión. El modelo
asumió un criterio estadístico estacionario a lo largo de la duración de
una ventana que se desplaza para calcular las distribuciones tiempo-
frecuencia, permitiendo calcular parámetros dependientes de la
atenuación recibida. Su experimentación estableció un comparativo del
efecto de atenuación de la señal con un material homogéneo y otro
heterogéneo. Los resultados mostraron mayor atenuación en materiales
no homogéneos.
(Rokhlin, et al., 2002), estudiaron la iniciación y propagación de
grietas por medio de la reflexión de señales de ondas de superficie
registradas durante cargas cíclicas de fatiga. Utilizaron aleaciones Al
2024-T3 así como Inconel 718, las probetas se maquinaron de acuerdo al
ASTM E-466. La configuración de la experimentación contempló pruebas
de fatiga y medición ultrasónica instantánea. Usaron un modelo de
56
dispersión de ondas acústicas para evaluar grietas, en el que la reflexión
de ondas acústicas está compuesta por reflexiones de diferentes partes
de la grieta, los grupos de reflexiones son separados en el dominio del
tiempo. Así como inicia la grieta y propaga durante la fatiga las
reflexiones cambian constantemente, y se comparan con el número de
ciclos. La primera reflexión es normalizada por la amplitud de la señal
como una función del número de ciclos. Después del rompimiento de las
muestras, los resultados ultrasónicos son verificados mediante
Ifractografía. Los resultados indicaron similitudes de comportamiento en
las dos aleaciones estudiadas.
(Sundín, et al., 2002), propusieron un método para obtener el tamaño
de grano directamente de mediciones de atenuación de ondas
longitudinales ultrasónicas, las cuales fueron comparadas con técnicas
metalúrgicas con buenos resultados. La atenuación de la señal
ultrasónica fue correlacionada al tamaño de grano del material,
haciéndolo medible. La experimentación consistió en inspeccionar
probetas de acero de bajo carbono de 3 a 5 mm de espesor, el tamaño
de grano fue determinado de un análisis de imágenes con intercepción
lineal. El ultrasonido se formó usando láser Nd-Yag con una potencia
delOOmJ con pulsos de 10 ns de duración. El sistema de detección
empleó lasér He-Ne con banda ancha en 13 MHz. Todas las probetas
presentaron una superficie igual para evitar otra variable. El análisis
experimental consideró que la contribución de la atenuación fue la
dispersión del pulso ultrasónico en los límites de grano, tomando en
consideración la amplitud de la señal, frecuencia angular y número de
ondas. La resistencia de atenuación fue calculada por el parámetro de
atenuación, del cual obtuvieron una medición del decremento de la
amplitud del pulso que se propagó en el material. La variación de
amplitudes de señales como una función de la frecuencia fue obtenida
57
de transformadas de Fourier de los ecos. La selección del tamaño de las
ventanas debió seguir una rutina para minimizar la dispersión en el
tamaño de grano. La comparación del la medición ultrasónica y análisis
de imágenes indico aproximadamente igualdad en valores.
• Evaluación de propiedades en fatiga.
(Magudeeswaran, et al., 2007), evaluaron los problemas en las juntas
de soldadura tales como regiones sensibles en una estructura debido a
la concentración de esfuerzos y propiedades del material limitadas,
también por la dificultad para predecir su comportamiento
exactamente. El diseño de junta, proceso de soldadura, material de
aporte, calor de entrada, número de cordones, etc., son factores que
van afectar la resistencia a la fatiga incrementando la probabilidad
para nucleacion de grietas y su propagación hasta la falla de la junta.
En el trabajo experimental, evaluaron una junta de soldadura con acero
AISI 4340 con microestructura martensitica. Placas roladas de 300 x 100 x
14 mm fueron preparadas con una configuración de junta a tope para
ser unidas mediante el proceso de electrodo protegido y consumible
ferritico de bajo hidrogeno AWS E11018-M. Dos diferentes probetas de
fatiga fueron preparadas para examinar las propiedades en fatiga
mediante la especificación DIN 50113, así también elaboraron probetas
para tensión bajo la especificación ASTM E8M-04. Se utilizó una maquina
universal con una carga de 100 kN. El material de aporte mejoró las
propiedades en fatiga debido a la combinación de alta resistencia y
tenacidad. Además prorrogó las condiciones de intensidad de esfuerzos
efectivos en la punta de la grieta y retardan el crecimiento de grietas en
estas regiones.
w58
(Kusko, et al., 2004), evaluaron la influencia del tamaño de grano en
la propagación de grietas por fatiga en juntas de soldadura en aceros
inoxidables AL6XN y 316L. Encontraron que el tamaño de grano grande
mejora la resistencia a la fatiga, al provocar una superficie de fractura
rugosa a bajos rangos de intensidad de esfuerzos. Los tamaños de grano
evaluados fueron de 21, 211 y 28/im para el ALXN y en el316N de 24, 103
y 147/zm. El trabajo mostró el rol de la microestructura en la resistencia a
la fatiga, utilizando AK constante (15 y 8 MPa para el 316L y AL6XN
respectivamente) al encontrar cambios en la relación da/dN como la
propagación de grietas cruzó las zonas microestructurales de la
soldadura. Lo anterior se comprobó utilizando probetas CT soldadas
mediante el proceso GMAW. Previamente el metal base fue sometido a
tratamiento térmico con la intención de cambiar el tamaño de grano y
determinar su influencia en el crecimiento de grietas por fatiga de
manera controlada. Las probetas fueron probadas de acuerdo al
estándar ASTM E647-96. Los resultados mostraron la variación del
crecimiento de grieta como avanzó desde el metal base, zona
afectada por el calor y soldadura. En zonas de tamaño de grano
grande se produjeron superficies de fractura rugosa y notaron menor
crecimiento de grieta. Con la finalidad de estudiar el efecto de tamaño
de grano en la propagación de grietas realizaron pruebas con AK
ascendente. El aumento en tamaño de grano aumento el efecto de
cerradura de grieta en altos índices de crecimiento de grietas.
(Sadananda, et al., 2003), propusieron una evaluación unificada del
crecimiento de grietas por fatiga basada en varios autores, tomando en
cuenta el factor de intensidad de esfuerzos máximo y amplitud de
intensidad de esfuerzos en comparación con el criterio convencional del
ASTM. El trabajo se enfocó en demostrar el efecto de estos dos
parámetros en la relación de cargas, en el umbral de la fatiga, esfuerzo
59
de cedencia, temperatura y tamaño de grano. Respecto al tamaño de
grano, los autores informaron que no existe una dependencia con la
amplitud de intensidad de esfuerzos. Por otro lado, el factor de
intensidad de esfuerzos fue más grande con el incremento de tamaño
de grano. Evaluando resultados de experimentaciones en aceros
estructurales, concluyeron que el factor de intensidad máximo es el
parámetro más sensitivo a cambios microestructurales y que el cambio
del tamaño de grano puede afectar las características
microestructurales de los aceros, lo cual influyó en el umbral de fatiga.
60
CAPITULO 3.
DESARROLLO EXPERIMENTAL
Conforme a los objetivos y alcances descritos en el capítulo 1, la
metodología del diseño experimental consistió en:
• Preparación de la junta de soldadura
• Tratamiento térmico a la junta de soldadura
• Caracterización de las microestructuras y tamaño de grano en
la junta de soldadura mediante microscopía
• Preparación de probetas para prueba de ultrasonido y fatiga
• Caracterización del tamaño de grano mediante ultrasonido
• Evaluación de la resistencia en propagación de grietas por
fatiga
3.1 Preparación de la junta de soldadura.
3.1.1 Material.
En este estudio se utilizó una placa de acero designación AISI 4140
con un largo de 300 mm, ancho de 150 mm y espesor de 25.4 mm. La
composición química del acero se presenta en la Tabla 1, la cual
cumple con la especificación AISI 4140 (ASM, 1995).
Tabla 3.1. Composición química (% peso) del acero AISI 4140Material C Mn Si Cr Ni Mo V Cu CE.
AISI 4140 0.43 0.82 0.22 0.88 0.08 0.2 0.025 0.15 0.85
61
3.1.2 Soldabilidad del metal base.
La soldabilidad del acero se determinó calculando el carbono
equivalente mediante la ecuación 3.1, considerando el carbono y
aleantes que contiene.
Mn Cr + Mo + V Cu
c-£-=c+ir+—i—+isEcuación 3.1
El CE. resultó de 0.85 y con un contenido de carbono de 0.43, el
acero fue localizado en la zona 3, difícil de soldar, del diagrama de
Graville 1978, figura 2.1. Por lo que se propuso precalentar las placas a
una temperatura de 250 °C, para evitar fragilizarlas en la soldadura.
Las propiedades mecánicas tanto del metal base y de soldadura se
muestran en la tabla 3.2, que muestra que las propiedades del material
base son mayores que para la soldadura, por lo que fue una junta de
soldadura con comportamiento particular.
Tabla 3.2 Propiedades mecánicas del metal base y soldadura
Material a0 (Mpa) Omax, (Mpa) Dureza
Acero 4140 C"7K 1020 30HRC
AWS E-7018 437 485 79HRB
3.1.3 Preparación de probetas.
La placa fue cortada en una sierra abrasiva Mark V serie 600 con
sierra de SiC. Durante el corte se controló que existiera agente
congelante sobre la pieza para evitar sobrecalentamiento de las placas.
62
3.1.4 Procedimiento de soldadura
3.1.4.1 Geometría de la junta
Las placas tuvieron un terminado de superficie limpio antes de
depositar los cordones. Las placas fueron preparadas con una unión a
tope con una ranura en doble bisel (tipo K) para una sola placa, con el
objetivo de conseguir una ZAC paralela sobre el lado plano de la junta,
verla figura 3.1.
1 •
Figura 3.1. Geometría y secuencia de cordones de la junta de soldadura
3.1.4.2. Parámetros del proceso de soldadura SMAW
Se empleó el proceso de soldadura de electrodo revestido (SMAW). El
depósito de los cordones (figura 3.1) se realizó mediante una maquina
de voltaje constante y la posición de soldadura fue plana. Los
parámetros de soldadura son presentados en la tabla 3.3. La operación
fue realizada por un soldador calificado. Antes y después de la
soldadura las placas fueron inspeccionadas visualmente y usando
líquidos penetrantes para encontrar discontinuidades y de ser así
rechazarla.
Tabla 3.3. Parámetros de proceso de soldadura SMAW
Parámetro Valor
Metal de aporte E-7018 de3.2mm (1/8")Corriente 147 A
•hb voltaje wam 20VVelocidad 10-15 cm/min
••
Temperatura precalentamieCordones
nto 250°C5 por bisel
Posición de soldadura Plana
Calor de entrada 1.97KJ/mm
63
Perfiles de temperatura durante el proceso de soldadura, se
adquirieron por medio de un termopar tipo Kconectado a un registrador
de temperatura Watlow serie SD. La configuración del sistema de
medición se observa en la figura 3.2, en donde se indica los puntos de
medición en el sentido longitudinal (64 mediciones) y sobre el cordón de
soldadura (80 mediciones)
Trayecto de
Soldadura
Figura 3.2 Configuración del sistema de medición de temperatura,
configuración y b) equipo de registro de temperatura
a
Calculo del calor de entrada Qarc (heat input)
Qm=(ExI)/sx60[J/in] Ecuadón2.4Donde:
E= Voltaje, VI = corriente soldadura, A
s= velocidad, in/min.
Sustituyendo, se obtuvo:
E=20V
1=147 A
S = 10 cm/min (3.93 in/min)
Por lo que:
g^ =(20x147) / 3.93 x 60 = 44.9*7//« (\.91kJImm)
64
3.2. Tratamiento térmico de normalizado
De la placa soldada se cortaron y maquinaron probetas transversales
de junta de soldadura para tratamiento térmico con medidas finales de
10 mm de espesor y 90 mm de longitud (ver figura 3.3).
300 mm
150 mm
25.4 mm
Figura 3.3 Seccionamiento de la placa soldada.
El tratamiento térmico de normalizado se realizó a 1200°C por
periodos de tiempo de 5 y 10 h, mediante un horno sin atmosfera
controlada a una rapidez de 13°C/min desde temperatura ambiente.
Posteriormente, las probetas fueron removidas del horno y enfriadas en
aire calmado. La figura 3.4 muestra el comportamiento del
calentamiento del horno en relación al tratamiento térmico.
1400
1200
1000
e
i1600
400
200
Transformación de tamaño de grano
•pi
recibido
♦ P2
a 5 horas
A P3
a 10
horas
0:00.00 0:31:00 0:53:00 1:06:00 1:30:00
Tiempo (h)
6:30:00 11:30:00
65
Figura 3.4 Velocidad de calentamiento del horno.
La velocidad de calentamiento se comprobó con el registrador de
temperatura. El termopar se fijó en las placas tratadas y se verifico la
temperatura registrada por el horno para asegurar la experimentación.
La figura 3.5 presenta la verificación de temperatura.
'
Figura 3.5 Verificación de temperatura.
3.3 Análisis microestructural y tamaño d grano en la junta de soldadura
El análisis microestructural a partir de una preparación metalográfica
y ataque químico con Nital al 2%, se realizó para caracterizar las
microestructuras resultantes de los diferentes tratamientos de
normalizado. Un microscopio óptico Metalografico Olympus modelo
PMG3 fue utilizado mediante el software Image pro-plus para la
66
caracterización. La medición de tamaño de grano fue realizada deacuerdo al estándar (ASTM-E112, 2004), mediante el procedimiento decomparación, conteo de intercepciones mediante tres círculospropuesto por Abrams. Se realizaron 3 círculos concéntricos con unacircunferencia total de 500 mm a las micrografías a 200X. Se realizaron 5
conteos por cada muestra. Individualmente los granos fueronanalizados. Se trazó una línea a través de su longitud y otra líneaperpendicular al grano. Estos dos valores fueron medidos yel promediofue tomado como el diámetro promedio de la muestra, ¡lustrado en
figura 3.6a.
Mediante el software se comprobó las mediciones, como se muestra
en la figura 3.6b.
Figura 3.6 Medición del tamaño de grano, a) planimetría yb) por ASTM
3.4 Ensayo de microdureza
Mediciones de microdureza se realizaron sobre la junta de soldadura
de acuerdo al estándar (ASTM-E384, 2004). Se realizaron 6 mediciones a
distancias de 10 mm en el metal base, 12 mediciones a 0.5 mm en la
ZAC y 9 mediciones sobre metal de soldadura. Una carga de 500 g fueaplicada por 10 s para cada indentación.
67
3.5 Prueba de ultrasonido.
Las probetas fueron maquinadas de acuerdo a las dimensiones de la
figura 3.7 y tabla 3.4. El acabado superficial en las 4 probetas fue
aproximadamente el mismo, obteniéndose mediante un rugosímetro
Omega valores promedio de 1.5 um. Por tal motivo no se tomó en
cuenta la influencia de la rugosidad en los resultados.
Figura 3.7 Probeta para prueba de ultrasonido.
Tabla 3.4. Características geométricas de las probetas de propagaciónde señal acústica.
Probeta A (mm) L (mm) e (mm) Tratamiento
3 30 100 20 Como se recibió
4 30 100 20 Normalizado 5 h
5y6 30 100 20 Normalizado 10 h
Las mediciones ultrasónicas fueron realizadas usando ondas
longitudinales mediante el método de pulso eco descrita en el estándar
ASTM E-114 2005 y E-494 2005. En las mediciones se utilizaron
transductores de contacto de 2.5, 5 y 10 MHz, aceite fue ocupado como
acoplante. Se aplicó una fuerza constante al transductor sobre la
superficie de las probetas para tener un espesor de acoplante constante
y principalmente para obtener una presión acústica constante en las
probetas. El equipo utilizado para medir la propagación de señales
acústicas ultrasónicas fue un USN 52 Krautkramer y osciloscopio TDS1000B
Tektronix, mostrado en la figura 3.8. Se realizaron diez mediciones para
cada frecuencia empleada en cada probeta, obteniéndose un total de
30 datos para cada una de estas.
68
Figura 3.8 Equipo experimental de medición ultrasónica.
El objetivo de la prueba fue probar con altas ganancias, para
detectar pequeñas reflexiones. Las indicaciones de los ecos son picos, la
máxima indicación de eco fue llevada por movimientos del transductor
y el pico del eco se ajustó con la ganancia a una altura predeterminada
de 80% en la referencia de la pantalla de osciloscopio.
La evaluación cuantitativa se estableció fijando la altura de
referencia con respecto a los ecos de referencia de las probetas. La
diferencia entre ecos se estableció en decibeles (dB).
Se establecieron patrones de señales normalizadas que se
relacionaron con el tamaño de grano de las probetas.
La prueba se efectuó a frecuencias en las que el diámetro del grano
tuviera influencia sobre la atenuación, ya que al aumentar la
frecuencia se detecta mayor atenuación. Se eligió transductores
normales para limitar los efectos de enfoque debido a la anisotropía del
material. El espaciamiento entre mediciones fue igual a un cuarto del
diámetro del transductor para obtener mediciones representativas.
3.5 Prueba de propagación de grietas por fatiga (PGF)
La configuración de las probetas fue de flexión con una muesca (SEN)
y sometidas bajo carga de fatiga en tres puntos. La ecuación 3.1 fue
69
utilizada para determinar la longitud de grieta normalizada a/W, como
función de complianza.
(i+^)(i-^)
Donde:
a = tamaño de grieta, mW = espesor de la probeta, m
Ecuación 3.2
3/2
La ecuación 3.3 fue utilizada para determinar el factor de intensidad de
esfuerzos, K, en MPay/m.
K =PS
BW3/2 •/(#) Ecuación 2.4
Donde:
P= fuerza, N
B = espesor del espécimen, mS = claro, m
Las dimensiones de las probetas fueron de acuerdo a la
especificación (ASTM-E647, 2005). La muesca de pre-agrietamiento (a0)
con longitud de 7.8 mm, se realizó sobre la ZAC perpendicular al cordón
de soldadura. La abertura de la muesca fue de 7.2 mm, que es donde
se inserta un descargador de energía (EDM). El plano de orientación de
la grieta fue L-T.
Figura 3.9 Probeta para prueba de propagación de grietas por fatiga
70
Las dimensiones de las probetas son mostradas en la figura 3.10 y tabla
3.5, donde S es la distancia entre rodillos, W el espesor, B el ancho y L
longitud.
0B
Figura 3.10 Configuración de probeta
Tabla 3.5. Características geométricas de las probetas de propagaciónde grietas por fatiga.
Probeta W(m) B(m) L(m) S(m) Tratamiento
1,7 y 9 18 18 80 70 Como se recibió
2 18 18 80 70 Normalizado 5h
8 18 18 80 70 Normalizado lOh
Las probetas de propagación de grietas por fatiga fueron
desbastadas y pulidas con el objetivo de obtener una superficie espejo
en las caras de la muesca, y seguir el desarrollo de la propagación de
grietas. Se realizó una graduación en cada probeta de 0.25 mm desde
la muesca, con el fin de tener una referencia de medición. Las probetas
aparecen en la figura 3.11.
Figura 3.11 Graduación de probeta
Se utilizó una maquina Instron 8801 servo hidráulica para prueba de
PGF, con un dispositivo de flexión en tres puntos y celda de carga de 100
71
kN. Para calibrar la probeta y visualizar la propagación de grietas se
montó un estereoscopio con una magnificación de 5X. El sistema de
experimentación se muestra en la figura 3.12.
Figura 3.12 Sistema de experimentación para prueba PGF.
Las pruebas fueron conducidas a una frecuencia de 15 Hz (forma de
onda senoidal) bajo una amplitud de carga constante de 3.75 kN, con
una relación de cargas de R= 0.10. Incrementando AK se obtuvo la
relación directa entre el crecimiento de grieta (da/dN) y el rango de
intensidad de esfuerzos (AK. La prueba fue conducida en una humedad
relativa del 63%. Se utilizó el software DADN de Instron para manejar la
máquina y obtener los resultados de propagación. El objetivo fue
entender el rol de la microestructura de la zona afectada por el calor en
la resistencia a la fatiga.
72
CAPITULO 4
RESULTADOS EXPERIMENTALES
4.1. Caracterización microestructural en la junta de soldadura
4.1.1. Junta de soldadura
La junta de soldadura obtenida por el proceso SMAW presentó tres
zonas microestructurales bien definidas, identificadas como metal base,
zona afectada por el calor y metal de soldadura, como se puede
observar en la figura 4.1.
10 mm
Figura 4.1. Macrografía de la junta de soldadura por SMAW, 5X.
El mapeo de la microestructura producto de la soldadura se presenta
en la figura 4.2.
Figura 4.2 Mapeo de la microestructura en la junta de soldadura, 50x
73
4.1.2. Metal base
La microestructura del metal base como se recibió, se constituyó por
una matriz ferritica y colonias de Perlita, se muestra en la figura 4.3.
Figura 4.3 Micrografía óptica de la microestructura del metal base, 500x
4.1.3. Zona afectada por el calor (ZAC)
Se realizaron observaciones microestructurales de las juntas de
soldadura para confirmar la uniformidad de la ZAC, como se ¡lustra en la
figura 4.2. La microestructura de la ZAC como se recibió se frmó por una
matriz ferritica recristalizada, ver figura 4.4.
Figura 4.4 Micrografía óptica de la microestructura de la ZAC, 500x
4.1.4. Metal de soldadura
La microestructura encontrada en la soldadura fue ferrita
columnar, mezcla fases de Perlita (P) con martensita (M) tipo listón entre
los granos columnares (figura 4.5).
74
Figura 4.5. Micrografía óptica de la microestructura del metal desoldadura, 500x
4.2 Microestructura y tamaño de grano
El incremento en tamaño de grano y disminución en número de
tamaño de grano ASTM en el metal base, ZAC y metal de soldadura en
la junta de soldadura fueron notorios con el aumento del tiempo de
normalizado a 1200°C. La microestructura en el metal base como se
recibió presentó ferrita fina y colonias de perlita formada por a y
cementita Fe3C (figura 4.6a). Se observó ferrita acicular e idiomórfica
(Thewlis, 2004) para el metal base normalizado por 5 h (figura 4.6b),
mientras que con tratamiento de 10 h resultó ferrita acicular y
alotriomórfica gruesa en los límites de grano austenítico (figura 4.6c). El
número de tamaño de grano terrífico en la probeta como se recibió fue
ASTM 8, mientras que con un normalizado por 5 h, el número disminuyó a
un tamaño de grano ASTM 4. Para el metal base con 10 h de
tratamiento se obtuvo un número ASTM 0.
75
Figura 4.6 Microestructuras encontradas en el metal base a 100X: a) como serecibió, b) normalizado a 5 h y c) normalizado a 10 h
En la ZAC como se recibió se encontró una microestructura ferritica
con granos refinados. Con 5 h de normalizado resultó ferrita acicular e
idiomórfica, mientras que con tratamiento a 10 h, se observó una
microestructura compuesta por ferrita acicular y alotriomórfica fina en el
límite de grano, lo anterior se puede observar en la figura 4.7. El número
de tamaño de grano en la ZAC como se recibió fue ASTM 10, a 5 h de
normalizado resultó ASTM 5 y por 10 h de tratamiento alcanzó un número
1.
b) t^gBSSKKSKIKKM C)Figura 4.7 Microestructura presente en la ZAC a 100X: a) como se recibió, b)
normalizado a 5 h, y c) normalizado a 10 h.
La microestructura encontrada en el metal de soldadura como se
recibió fue compuesta por granos de ferrita columnar dendríticos
alargados (figura 4.8a). Con normalizado por 5 h se observaron granos
de ferrita tipo bloque y acicular (figura 4.8b), mientras que con 10 h de
tratamiento se encontraron granos terríficos equiaxiales por
76
coalescencia, perlita gruesa y sulfuros en puntos negros (figura 4.8c). La
disminución en el número de tamaño de grano ASTM del metal de
soldadura presentó el siguiente comportamiento: como se recibió fue
ASTM 7, a 5 h de normalizado se observó un número 6 y con 10 h de
tratamiento llegó hasta ASTM 5.
Figura 4.8 Microestructuras encontradas en el metal de soldadura a 100X:a) como se recibió, b) normalizado por 5 h y c) normalizado por 10 h.
El número de tamaño de grano ASTM disminuyó con el aumento en
tiempo de normalizado para el metal base, ZAC y metal de soldadura
como se muestra en la figura 4.9. El metal base mostró un número
ASTM menor que la ZAC para los tiempos de tratamiento, lo cual se
atribuyó al mayor crecimiento en tamaño de grano y diferencias
microestructurales.
La disminución del número de tamaño de grano ASTM con 10 h de
normalizado en el metal base fue del 100%, mientras que para la ZAC
fue del 90% en comparación con la microestructura como se recibió,
respectivamente. El metal de soldadura alcanzó una disminución del
29%.
• Metal base
-Zona afectada por el calor
Junta de soldadura
Tiempo de normalizado (h)
77
Figura 4.9. Efecto del tiempo sobre el número de tamaño de grano ASTM enla junta de soldadura normalizada a 1200°C.
4.3 Dureza Vickers
El perfil de microdureza sobre la junta de soldadura (metal base (MB),
ZAC y metal de soldadura (MS) como se recibió) se indican en la figura
4.10.
Se observó que el metal de soldadura presentó menor microdureza
que las demás zonas estudiadas, siendo la ZAC la microestructura con
mayor microdureza. Po lo tanto se estableció una unión con perfil de
dureza contrario al estándar sensible a la fractura.
78
Microestructura
Figura 4.10 Perfil de dureza Vickers en la juntade soldadura como se recibió.
La microdureza fue realizada a las probetas normalizadas en el metal
base, ZAC y metal de soldadura, considerando la ZAC sobre el lado
uniforme de la junta en K. La dureza en la junta de soldadura mostró una
ligera disminución con respecto al incremento de tiempo de
normalizado (Shi, et al., 2008) (Pimenta, et al., 2000), como se ilustra en la
figura 4.11. La ZAC mostró mayor dureza en comparación con el metal
base y metal de soldadura, atribuido a las diferencias microestructurales
en tipo y morfología de granos.
Sin embargo, con 10 h de normalizado, el metal de soldadura
presentó la mayor reducción en dureza del 25%, seguida por el metal
base con 15% y finalmente la ZAC con una disminución del 12%, con
respecto a la condición como se recibió. Este comportamiento se debió
a las diferencias microestructurales producidas con el tratamiento de
normalizado y gradiente de dureza en la junta de soldadura.
330
310
290
270
250
230 -j
210
190
170 4
iSO
Junta de soldadura
-•-Metal base
•••••Zona afectada por el calor-*> Metal de soldadura
Tiempo de Normalizado (h)
- 1
to
79
Figura 4.11. Variación de la microdureza en función del tiempo para la juntade soldadura normalizada a 1200°C.
4.4 Caracterización no destructiva del tamaño de grano mediante
ultrasonido
Se obtuvieron señales de pérdida de señal ultrasónica (atenuación)
en la propagación de ondas longitudinales en las diferentes
microestructuras y tamaños de granos presentes en la junta de
soldadura.
El comportamiento de la atenuación ultrasónica en el metal base y
metal de soldadura provocado por el tamaño de grano (como
dispersor) en diferentes frecuencias, se muestra en las figuras 4.10 y 4.11,
respectivamente. Se observó una tendencia de incremento en la
atenuación conforme aumentó el tiempo de normalizado y en las
frecuencias empleadas.
La atenuación de la señal en las probetas como se recibieron fue
menor que en las probetas tratadas térmicamente. La mayor
atenuación se encontró en las probetas normalizadas por 10 h.
80
En las probetas de metal base, donde el diámetro del grano como se
recibió fue de 23 um, se detectó una tendencia de incremento en
atenuación con el aumento en frecuencia de prueba. Así mismo, fue la
tendencia para las microestructuras resultantes del tratamiento térmico
a 5 h con granos de 89 um y 10 h con granos de 359 um.
El incremento del tamaño de grano en el metal base en lOh de
normalizado, provocó un incremento de atenuación con respecto a la
condición como se recibió a una frecuencia de 2.5MHz, fue de 62%,
mientras que a 5MHz fue 39% y finalmente la microestructura sometida a
10MHz el aumento fue 31 %.
35
i*
X 2S
20
Señal acústica en el metal base
"•-• Como se recibió
••*• -Normalizado 5h
~*~ Normalizado lOh
Frecuencia (MHz)
Figura 4.12. Medición de la atenuación con el incremento de frecuencia, parael metal base normalizado a 1200°C por diferentes tiempos.
La atenuación provocada por los granos terríficos del metal de
soldadura en función del tiempo de normalizado y la frecuencia
presentó un comportamiento similar al metal base. La relación de la
señal atenuada por los granos del metal de soldadura y frecuencia de
onda ultrasónica utilizada puede observarse en la figura 4.13.
81
Por lo tanto, la mejor frecuencia para observar el comportamiento del
incremento de atenuación fue de 2.5MHz.
El incremento del tamaño de grano en el metal de soldadura con lOh
de normalizado, indujo un incremento de atenuación con respecto a la
condición como se recibió de 21%, a una frecuencia de 2.5MHz, a 5MHz
aumentó un 19 % y a 10MHz h fue 17 %.
1! »
Señal acústica en el metal de soldadura
55 uro
27|im
-•—Como se recibió
-•*••Normalizado 5h
-#~ Normalizado lOh
2.S
Frecuencia (MHz)
Figura 4.13 Atenuación provocada por el tamaño de grano en función de lafrecuencia para el metal de soldadura.
Se observó una relación directamente proporcional de la atenuación
ultrasónica con el tamaño de grano inducido con el tratamiento térmico
para las tres frecuencias empleadas. El incremento en el tamaño de
grano indujo un aumento en la atenuación. Lo anterior se encontró en el
metal base y metal de soldadura como se ilustra en las figuras 4.14 y
4.15, respectivamente.
82
Señal acústica en el Metal Base
!g "O
C 3S
Tamaño de grano {um)
Figura 4.14 Atenuación en función del tamaño de grano en el metal base paravarias frecuencias.
Para la frecuencia de 2.5 MHz, el incremento de atenuación provocado
por el aumento del tamaño de grano en el metal base normalizado a 10
h, resultó de 62 % comparado con la condición como se recibió.
1I 35
15
Señal acústica en el Metal Soldadura^~^~*
Tamaño de grano (um)
Figura 4.15 Atenuación en función del tamaño de grano en el metal desoldadura, para varias frecuencias
83
Bajo las condiciones anteriores un comportamiento similarse encontró
para el metal de soldadura, con un menor incremento de atenuación
del 36 %.
Los incrementos de atenuación fueron considerables en las probetas
normalizadas en función de las diferentes frecuencias estudiadas, lo que
significó la influencia del tamaño de grano y no un efecto relacionado a
un proceso de absorción y dislocación (Badidi, et al., 2003).
La microestructura del metal base registró mayor incremento en la
atenuación de señal en comparación con los valores del metal de
soldadura. Estos resultados podrían explicarse, por los diferentes
comportamientos de anisotropía producidos por el tamaño de grano
que presenta las microestructuras estudiadas, como lo mostraron en
estudios (Sundín, et al., 2002).
Se determinaron las mediciones de atenuación ultrasónica solo en
dos zonas de la junta de soldaduras, metal base y metal de soldadura,
ya que en la ZAC no fue posible obtener una clara interpretación de la
señal.
4.5 Propagación de grietas por fatiga.
Para los resultados obtenidos de la prueba de fatiga se consideraron
la pendiente m y coordenada C, de las gráficas de incremento de
longitud de grieta por ciclo da/dn y factor de intensidad de esfuerzos Ak.
Otra característica para validar la prueba fue que la dirección de la
grieta sea paralela a la de carga aplicada.
Las gráficas establecieron la dispersión de los datos, y permitieron
evaluar la relación entre ambas variables. La determinación de la
dependencia funcional entre las dos variables se ajustó
adecuadamente con una función potencial. De una regresión lineal se
84
determinaron la pendiente m y la ordenada en el origen de la recta de
regresión C.
Los resultados mostraron la variación en la relación de crecimiento de
grieta por fatiga en la zona afectada por el calor en función de
intensidad de esfuerzos para los diferentes tamaños de grano. La
resistencia a la fatiga de la probeta como se recibió y tratadas se
muestra en las figuras 4.16, 4.17 y 4.18, las cuales presentaron variación
del crecimiento de grieta con el aumento del factor de intensidad de
esfuerzos.
Los datos de las gráficas de microestructura como se recibió
mostraron una buena correlación y se obtuvo de la función potencial
una pendiente promedio m de 4, como se muestra en la figura 4.14.
l.OOE-02
£ l.OOE-03
|zn
1.00E04
1.00E 05
1.00t+01
Propagación de gietaspor fatiga
y = 3E-llx4i97
como se recibió
Potencial (como se recibió)
1.00E+02
log AK (MPa Vm)
Figura 4.16 Curva de propagación de grietas por fatiga en función del factorde intensidad de esfuerzos.
Las gráficas logarítmicas presentaron la forma exponencial da/dN =
cAKm, donde C es constante y coordenada del eje Y en el inicio de la
85
propagación en la etapa II, y m es la exponencial sensible al esfuerzo en
la punta de la grieta.
Los datos de propagación de grietas por fatiga en microestructura
normalizada durante 5 h también mostraron correlación con una
pendiente m de 6, lo cual se muestra en la figura 4.17.
^ 1.00603
!
Propagación de gietas por fatiga
♦ 5h
— Potencial (5 h)
log AK(MPa Vm)
Figura 4.17 Resultados de la prueba de fatiga en la ZAC normalizada por 5h
Los datos de la microestructura normalizada por lOh produjeron una
pendiente m de 9 con buena correlación, que se ¡lustra en la figura 4.18.
Propagación de gietas por fatiga
y=2E-17xJ1*íi'
log AK(MPa Vm)
♦ 10 h
— Potencial (10 h)
l.OOt'nK
Figura 4.18 Resultados de la prueba de fatiga en la ZAC normalizada por 10
86
La relación de da/dN en las probetas con normalizado es menor que
en las probetas como se recibieron, lo que significó que estas
presentaron una mayor velocidad de propagación de grieta por fatiga.
El factor C fue menor en la probeta tratada por 10 horas que en la
ZAC como se recibió. Sin embargo, el exponencial m fue mayor en la
probeta de lOh, haciendo que la pendiente sea mayor que en la
probeta en la condición de cómo se recibió. Los resultados de las
pruebas de fatiga se muestran en la tabla 4.1.
Tabla 4.1 Resultados de la prueba de fatiga para la ZACProbeta Tratamiento TG C m af (cm) KIC
(h) (Mm) (MPaVm)
1
•••• .'•'
pgHHHHI
0 10 1.00E-
10
4.0106 6.42 57.6
6.35 61.77
8
0
230
3.00E-
11
7.00E-
11
.00E-
13
2.00E-
17
4.397
6.276
9.1601 2.52
Para el tamaño de grano normalizado por lOh se encontró una
disminución de la tenacidad a la fractura de la ZAC (KIC) de alrededor
de un 50% en relación a las probetas en la condición como se
recibieron. También, el inicio de agrietamiento tuvo una ordenada C
menor, mostrando más sensibilidad a los esfuerzos aplicados que en las
87
probetas como se recibieron. El agrietamiento final af, mostró una
disminución del 40% con el aumento del tamaño de grano.
El exponente m fue considerablemente mayor en las ZAC
normalizadas en comparación con las ZAC en la condición como se
recibió. Este comparativo se muestra en la figura 4.19.
1.00E-01
1.00E-02
J. 1.00E-03
1.00E-04
1.00E-05
l.OOE+01
♦ como se recibió
& Normalizada a 5h
• Normalizada a lOh
1.O0E+O2
logAK(MPaVm)
Figura 4.19 Comparativo de pruebas en la condición como se recibió ynormalizada por lOh.
Además, se evaluó visualmente las tres etapas de propagación de
grietas se cumplieran. En la propagación estable se visualizó una
apariencia lisa, plana y brillante (fractura cristalina) y la última etapa se
encontró una fractura dúctil con deformación.
La ZAC como se recibió, mostró una propagación estable, contrario a
la ZAC normalizada por lOh que se caracterizó por inicio rápido de la
prueba como lo indica la coordenada C y una velocidad de
propagación que llegó pronto a la tenacidad a la fractura, propiciando
un final de la prueba inestable. La figura 4.20 ilustra una superficie de
88
fractura en la condición como se recibió, mostrando una propagación
estable.
Figura 4.20 Superficie de fractura en la ZAC como se recibió
Por otra parte, la superficie de fractura es notablemente reducida
con el normalizado por 5h, la que se ilustra en la figura 4.21.
Figura 4.21 Superficie de fractura en la ZAC normalizada por 5h
A comparación de las probetas en la condición como se recibieron,
la probeta normalizada por lOh tiene una mayor velocidad de
propagación reflejado en una longitud de grieta estable menor, como
se muestra en la figura 4.22
89
Figura 4.22 Superficie de fractura en la ZAC normalizada por lOh
90
CAPITULO 5
ANÁLISIS DE RESULTADOS
5.1. Evolución microestructural
El diámetro del tamaño de grano presentó una tendencia de
aumentar con el aumento en tiempo de normalizado para el metal
base, ZAC y metal de soldadura como se muestra en la figura 5.1. El
metal base mostró un diámetro mayor que la ZAC para los tiempos de
tratamiento, lo cual se atribuyó al mayor crecimiento en tamaño de
grano, diferencias microestructurales y composición química.
El aumento del diámetro de tamaño de grano con 10 h de
normalizado en el metal base fue del 93%, mientras que para la ZAC fue
del 95% en comparación con la microestructura como se recibió,
respectivamente. El metal de soldadura alcanzó una disminución del 29
%.
La tendencia de aumento en el tamaño de grano con el incremento
del tiempo de normalizado se favoreció drásticamente tanto en el metal
base como en la ZAC. El efecto anterior fue menos pronunciado en el
metal de soldadura, debido a un crecimiento moderado con la
velocidad de enfriamiento controlada al aire calmado.
-»-Metal base
-4hZona afectada por el calor
91
Tiempo de normalizado (h)
Figura 5.1 Efecto del tiempo de normalizado sobre el tamaño de grano en lajunta de soldadura.
5.2 Crecimiento de tamaño de grano
La tendencia de crecimiento en el tamaño de grano con el
incremento del tiempo de normalizado se favoreció drásticamente tanto
en el metal base como en la ZAC. El efecto anterior fue menos
pronunciado en el metal de soldadura, debido a un crecimiento
moderado con la velocidad de enfriamiento controlada al aire
calmado.
Los parámetros del tratamiento térmico de normalizado utilizados
para el control del crecimiento del grano fueron la temperatura de
austenización y tiempo de permanencia. Este proceso resultó en
variaciones de mezclas de fases y tamaño de grano.
El aumentar el tiempo de normalizado a una temperatura constante
de 1200°C, incrementó el tamaño de grano. Favoreciendo el mayor
crecimiento de grano grande en el metal base en comparación a la
ZAC.
92
Aunque el tamaño de grano en el metal de soldadura como se
recibió fue más grande que el del metal base, la heterogeneidad de las
fases presentes en el metal de soldadura provocaron un aumento
limitado en el tamaño de grano.
Por otra parte, al incrementar el diámetro de los granos, los límites de
grano disminuyeron, cambiando las propiedades de propagación
ultrasónica y propagación de grietas por fatiga.
5.3 Microdureza.
Las propiedades mecánicas del metal base son mayores que las del
metal de aporte, resultando en la junta de soldadura, microdurezas más
bajas en el metal de soldadura que en la ZAC.
En los códigos de diseño estructural de soldaduras (AWS DI .1, 2005) se
recomienda utilizar una resistencia (relacionada proporcionalmente con
la dureza) del metal de soldadura igual o mayor que la del metal base
para que la soldadura sea compatible. Por lo tanto, la soldadura
propuesta no fue compatible con el metal base. A pesar de lo anterior,
este tipo de prácticas de soldadura se utiliza actualmente para producir
propiedades óptimas de resistencia y tenacidad en juntas de soldaduras
de aceros aleados de alta resistencia. Así que, se requiere un estudio
para complementar los códigos vigentes.
La dureza en la junta de soldadura mostró una ligera disminución con
respecto al incremento de tiempo de normalizado, como se ¡lustra en la
figura 4.8. La ZAC mostró mayor dureza en comparación con el metal
base, atribuido a las diferencias microestructurales entre ambas
microestructuras.
93
5.4. Medición ultrasónica
Las mediciones establecieron el comportamiento de la señal de
ultrasonido ante la propagación en la microestructura de las probetas.
La atenuación del sonido es causado por la microestructura de la
probeta y depende directamente de la frecuencia y la forma de onda
producida por el transductor.
Se evaluó la atenuación como un parámetro acústico de ultrasonido,
originado por el tamaño de grano en una región de dispersión, en la
cual la frecuencia no afectó el comportamiento del tamaño de grano.
En este trabajo utilizó la técnica de inspección de pulso-eco con
ultrasonido para encontrar indicaciones acústicas que ayudaron a
caracterizar el tamaño de grano.
Con respecto a la propagación de señales acústicas ultrasónicas, el
incremento del tamaño de grano con el tiempo de permanecía en
normalizado atenuaron la señal.
Los resultados de las probetas muestran una tendencia de un
aumento de atenuación en todas las pruebas. Los valores de la señal
atenuada establecieron una relación entre el tamaño de grano de las
microestructuras analizadas, resultando una atenuación acústica de la
señal ultrasónica ante el aumento del tamaño de grano.
Como las probetas utilizadas fueron delgadas para determinar el
efecto en la zona afectada por el calor, por consecuencia no se
realizaron mediciones ultrasónicas.
La validación de los resultados encontrados por la prueba de
ultrasonido podrían no manejarse de manera absoluta, sin embargo, la
existencia de un comportamiento anisotrópico es evidente.
94
S.5. Resistencia a la fatiga
Se obtuvieron los efectos de la variación de esfuerzos en la punta de
la grieta, aplicando una carga constante para controlar el factor de
intensidad de esfuerzos y obtener la rapidez de propagación de grietas
hasta llegar a la tenacidad a la fractura.
Los valores obtenidos de m, C y tenacidad a la fractura, mostraron
que existió una tendencia del tamaño de grano en la resistencia a la
fatiga, evaluada en la ZAC. El tiempo de propagación de grietas en las
ZAC normalizada fue relativamente mayor que en la condición de como
se recibió.
El tamaño de grano grande disminuyó notablemente la resistencia a
la fatiga, este puede atribuirse a los efectos cristalográficos en el
crecimiento de grieta. El tamaño de la zona plástica es controlado por el
esfuerzo a la cedencia. La disminución de microdureza al crecer el
grano observado en las pruebas, se relaciona con que la cedencia
disminuyó y la rapidez de agrietamiento aumentó en la zona de grano
grueso. La zona plástica es grande en tamaño de grano fino, el estado
triaxial de esfuerzos en la punta de la grieta es reducido y la resistencia a
la fractura es alta.
Las superficies de fractura de las probetas normalizadas y de la
condición como se recibió son diferentes. La probeta normalizada por
lOh muestra una estructura brillante que depende de la primera etapa,
que depende de la microestructura y del nivel de esfuerzos aplicados.
Existe una relación entre el tamaño de grano y la propagación de
grietas por fatiga, al aumentar el tamaño de grano por normalizado
aumentó la resistencia a los esfuerzos en la punta de la grieta, sin
embargo la propagación se acelera, así como la falla final.
95
5.6 Interrelación de resultados.
El realizar tratamiento de normalizado a las probetas, con el objetivo
de crecer el tamaño de grano en una junta de soldadura, permitió el
estudio para caracterizar la microestructura mediante ultrasonido y
evaluar estos cambios en pruebas de fatiga.
El mantener la temperatura a 1200°C e incrementar el periodo de
tiempo durante el tratamiento de normalizado produjo el crecimiento de
grano en la junta de soldadura en un acero AISI 4140. Analizando el
comportamiento de los diferentes tamaños encontrados con respecto a
su microdureza, se encontró que, disminuyó suavemente ante el
incremento del diámetro. El tamaño de grano influye en las propiedades
de propagación de ondas ultrasónicas, provoca un ruido estructural que
puede marcar diferencias radicales de un tamaño a otro, este es mayor
cuando aumenta su tamaño. Por otra parte, en la zona afectada por el
calor el tamaño de grano influyó en la resistencia a la propagación de
grietas por fatiga, con el crecimiento de grano estas propiedades
disminuyeron.
La información anterior puede manejarse dentro de una evaluación
de selección de material o en una estructura existente mediante una
inspección de ultrasonido encontrando el tamaño de grano y
correlacionando con valores de propagación de grietas.
Actualmente, es necesario que el ingeniero de puentes como
diseñador y evaluador de la estructura, complemente sus estudios en
control de calidad y comportamiento del acero. Una razón es que, el
acero es generalmente considerado por el ingeniero como un elemento
estructural, no como un material de ingeniería. Esta visión se trae desde
la escuela, por una presión académica de expandir la curricula de
diseño, se deja poco tiempo para la atención de la ciencia de los
materiales, especialmente para el acero.
5.7 Análisis de gráficas presentadas en examen
a) Influencia del incremento del tamaño de grano en la atenuación de
señales ultrasónicas
Las probetas de la junta de soldadura en estudio presentaron una
tendencia a incrementar su atenuación de que como aumentó el tamaño
de grano. Para cada frecuencia se obtuvo una curva que presentó mayor
pendiente en las primeras cinco horas, prolongando el tiempo del
tratamiento térmico, 5 horas después, la curva pierde pendiente y terminan
las gráficas con forma de ganzúa. En la figura 1 se muestra el
comportamiento de atenuación en las juntas de soldadura estudiadas.
:.r.
50
4.5
-o-a
Í >5
I
25
20
Comportamiento de atenuación en junta de soldadura
150 200 250 300 350
Tamaño de grano (um)
Figura 5.2 Comportamiento de atenuación en la junta de soldadura.
En la zona de metal base se estableció un comportamiento de incremento
suave en atenuación debido a las grandes diferencias en tamaño de
grano y microestructura presente. Por otra parte, aunque existió un
crecimiento de 6 veces más en tamaño de grano entre los diámetros
mayores de las zonas estudiadas, el valor en decibeles es muy aproximado
a causa de la anisotropía en la zona de soldadura, que acentúa el
fenómeno de atenuación.
El incremento en frecuencia disminuyó el fenómeno de atenuación en
las dos zonas estudiadas. La figura 2 muestra el incremento en atenuación
debido a las frecuencias utilizadas en el metal base.
Incremento en atenuación de señal ultrasónica en MB
10 20 30 40
Incremento (%)
50
deOa lOh
üdeOaSh
68 70
Figura 5.3 Incremento en atenuación de señal ultrasónica en Metal Base.
Utilizando una frecuencia de 5MHz en las probetas de 0 a 5 horas,
presentaron un 47% disminución en atenuación con respecto a la
frecuencia de 2.5 MHz, la frecuencia de 10 MHz tuvo 56% menos de
incremento que la de 2.5MHz. De igual forma, para las probetas de 0 a 10
horas de tratamiento, se encontraron diferencias del 37% y 51% al utilizar las
frecuencias de 5MHz y 10MHz, respectivamente, al compararlas con la
frecuencia de 2.5MHz.
En probetas de metal de soldadura (MS) la tendencia fue similar. Las
frecuencias de 10MHz y 5MHz en las probetas de 0 a 5h, mostraron menor
incremento en atenuación comparando con la frecuencia de 2.5MHz,
llegando su diferencia a 13% y 44%, respectivamente. Sin embargo en las
probetas de 0 a lOh, la diferencia con la frecuencia de 2.5MHz fue de 9%
para frecuencia de 5MHz y 19% para frecuencia de 10MHz. La figura 3
muestra el comportamiento en metal de soldadura.
Incremento en atenuación de señal ultrasónica en MS
10 15
Incremento (%)
• de 0 a lOh
• deOaSh
20 25
Figura 5.4 Incremento en atenuación de señal ultrasónica en Metal deSoldadura.
Para una misma frecuencia el comportamiento de atenuación cambió
con las diferentes microestructuras. A medida que aumento el tamaño de
grano incrementó atenuación. Los resultados concuerdan con la teoría; así
al fijar una frecuencia, con el incremento del tamaño de grano, llegó a ser
más grande que longitud de onda (velocidad por frecuencia) provocando
dificultad para apreciar el fenómeno de atenuación. De esta manera
usando la frecuencia de 2.5 MHz se apreció atenuación.
Se encontró una dependencia entre atenuación de señal y
microestructura. El grano actuó como un dispersor que provocó la
desviación de energía del haz ultrasónico. A menor superficie de límite de
grano obtenido mediante la normalización, aumentó la atenuación.
Aunque en este estudio se consideraron microestructuras encontradas
como homogéneas, un factor importante por el cual los resultados
obtenidos no pueden generalizarse con otros aceros, incluso con el mismo
acero con diferente tratamiento térmico. Diferentes fases, precipitados,
orientación del grano, afectan sensiblemente la propagación de
ultrasonido.
El incremento del tamaño de grano obstaculizó sendero del ultrasonido.
Crecimiento de microestructura expandió límites de grano provocando
pérdida de señal ultrasónica. Frecuencias elegidas mostraron una
tendencia en resultados, indicando que, la relación tamaño de grano-
longitud de onda se encontró en una zona acústica donde existió
dependencia entre los dos factores. Tamaño de grano siempre fue menor
que la longitud de onda.
La impedancia aumentó con el incremento del tamaño de grano
provocado principalmente por el tratamiento térmico. Los valores
obtenidos se consideraron en la atenuación.
Perdida adicional por rugosidad se evitó al uniformizar superficie de
medición en probetas.
Esparcimiento del haz se controló mediante la relación radio del
transductor- longitud de onda. La distancia del haz no superó el campo
cercano, evitando un comportamiento diferente en el trayecto de onda
ultrasónica.
El efecto del campo cercano fue tomado en cuenta en las mediciones.
Aunque en las probetas de la zona afectada por el calor no supero la zona
muerta por el reducido espesor.
En el estudio, no se contempló la influencia de fases, inclusiones y poros.
Igualmente no se estudió la dependencia de orientación en grano. La
microestructura se consideró constante en su forma geométrica.
b) Comportamiento de la propagación de grietas en fatiga ante el
incremento del tamaño de grano
Respecto a la curva de rapidez de crecimiento de grieta por fatiga
con respecto a la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos, el
parámetro sensible al esfuerzo en la punta de la grieta (m), incrementó
conforme el tamaño de grieta creció, partiendo del tamaño de grano
como se recibió, como lo indica la figura 4. En 55um, 50% y en 230um, 2.25
veces el valor del exponente inicial. El tratamiento térmico hizo muy
sensible la microestructura a fatiga y esto se puede notar también en la
resistencia al agrietamiento.
El crecimiento del tamaño de grano influye en la velocidad de
propagación de grietas por fatiga y, por consiguiente, en las constantes de
Paris (C y m).
La constante C llegó a disminuir a un 99.85% cuando la velocidad de
crecimiento disminuyó su velocidad de propagación de grietas y el
tamaño de granó aumentó a 55 um. Ante el incremento del tamaño de
grano a 230 um, C representó el 0.02% en comparación del tamaño
anterior.
10
| 71oQ. cX s
UJ
Sensibilidad ai esfuerzo en la punta de la grieta
10 55 230
Tamaño de grano (\im)
-ZAC
Figura 5.5 Sensibilidad al esfuerzo en la punta de la grieta.
El crecimiento de grano afectó el comportamiento mecánico de las
probetas en donde se estudió la ZAC. La resistencia al agrietamiento final
disminuyó 47% al crecer el grano a 55um desde el tamaño como se recibió.
En la figura 5, se observa también que, cuando aumentó el tamaño de
grano a 230um disminuyó la resistencia 63% en comparación con el grano
de lOum. El crecimiento favoreció la desestabilización de la grieta en
menos centímetros en comparación del tamaño de grano menor y esto se
sustenta en la tenacidad a la fractura.
6.5
? 69
8 5.5Su 5
I 4.500
I 4-o
I 3.5aoc
1 *2.S
10 55
Tamaño de grano (j¿m)
230
Figura 5.6 Resistencia del tamaño de grano ante la longitud de grieta crítica[a<
Disminuyó la tenacidad a la fractura al crecer el grano; un 43%
cuando creció a 55um y 48% en diámetros de 230um, lo anterior se muestra
en la figura 6. La tenacidad a la fractura Kic se obtuvo cuando el factor de
A-^f^ .f(S£\*K, 'RW72 J \WJ
intensidad de esfuerzos fue crítico [K = 'IC>
Tamaño de grano (|im>
Figura 5.7 Comportamiento del tamaño de grano ante la tenacidad a lafractura.
El tamaño de grano influyó en la propagación de grietas por fatiga. El
modelo matemático de Paris, donde el desplazamiento de abertura en la
punta de la grieta es proporcional a da/dn, se utilizó para encontrar ésta
relación (da/dn =í^ )KIC2/E(jys). También, de acuerdo a Hall-Petch,influye el tamaño de grano (d) al punto de fluencia {ay) {ay =a0 +kd~1/2).
Se relacionaron los dos modelos encontrando una relación directa del
tamaño de grano con la velocidad de crecimiento de la grieta,
sustituyendo la formula de Hall-Petch en la de Paris. La ecuación final fue
En la gráfica 7, se muestra que, la rapidez de crecimiento aumenta conel incremento del tamaño de grano. Al crecer a 55um, aumentó 4.07E-
07mm en un ciclo de carga el crecimiento de la grieta y al pasar a 230um
se incrementó a 5.64E-07mm por ciclo. Con lo que se muestra el efecto del
crecimiento del tamaño de grano sometido a cargas en fatiga.
3.260E-05
3.250E-05
3.240E-05
"5 3.230E-05
E
-I.C 3.220E-05
T3
I3.210EO5
3.2G0E-Ü5
3.190E-05
Tamaño de grano (um)
Figura 5.8 Rapidez de crecimiento ante el crecimiento en tamañode grano.
El tiempo de normalizado hizo que el tamaño de grano creciera tanto
en el metal base como en la ZAC, sin embargo, influyó más en el metal
base que en la ZAC, lo que provocó una tendencia a disminuir la
resistencia a la propagación de grieta por fatiga en esa zona. Además que
en la ZAC se incrementó ligeramente la microdureza por la disminución del
tamaño de grano en relación al metal base, contribuyendo a esa
disminución de resistencia.
Esto se sustenta en la mecánica de fractura. Con relación al tamaño de
grano, entre mayor sea el grano la resistencia a la propagación de grieta
por fatiga es mayor. En el caso de la ductilidad, los materiales dúctiles
tienen mayor resistencia a la fatiga que los aceros de mayor dureza.
c) Interacción de resultados
El realizar tratamiento de normalizado a las probetas, con el objetivo de
crecer el tamaño de grano en una junta de soldadura, permitió el estudio
para caracterizar la microestructura mediante ultrasonido y evaluar estos
cambios en pruebas de fatiga.
El mantener la temperatura a 1200°C e incrementar el periodo de
tiempo durante el tratamiento de normalizado produjo el crecimiento de
grano en la junta de soldadura en un acero AISI 4140. Analizando el
comportamiento de los diferentes tamaños encontrados con respecto a su
microdureza, se encontró que, ésta disminuyó suavemente ante el
incremento del diámetro. El tamaño de grano influye en las propiedades
de propagación de ondas ultrasónicas, provoca un ruido estructural que
puede marcar diferencias radicales de un tamaño a otro, este es mayor
cuando aumenta su tamaño. Por otra parte, en la zona afectada por el
calor el tamaño de grano influyó en la resistencia a la propagación de
grietas por fatiga, con el crecimiento de grano estas propiedades
disminuyeron.
La información anterior puede manejarse dentro de una evaluación de
selección de material o en una estructura existente mediante una
inspección de ultrasonido encontrando el tamaño de grano y
correlacionando con valores de propagación de grietas.
Actualmente, es necesario que el ingeniero de puentes como diseñador
y evaluador de la estructura, complemente sus estudios en control de
calidad y comportamiento del acero. Una razón es que, el acero es
generalmente considerado por el ingeniero como un elemento estructural,
no como un material de ingeniería. Esta visión se trae desde la escuela, por
una presión académica de expandir la curricula de diseño, se deja poco
tiempo para la atención de la ciencia de los materiales, especialmente
para el acero.
Una limitación en el estudio fue por metodología elegida en la
elaboración de probetas que no permitió mejores resultados en zona de
soldadura. El proceso de soldadura previo al tratamiento térmico afectó
comportamiento mecánico del material ante las pruebas.
La limitación técnica en campo, fue el tiempo de calibración con
bloques de referencia, problemas físicos del equipo y que el estudio se
limitó a detectar cambios en reflexión de pared posterior entre las
probetas, sin realizar un análisis de señal atenuada.
CAPITULO 6
CONCLUSIONES
Se encontraron patrones de indicaciones ultrasónicas de la
microestructura de uniones soldadas como se recibió así como las que se
transformaron mediante tratamiento térmico. Se estudió el
comportamiento del tamaño de grano de la ZAC ante cargas de fatiga,
consiguiendo encontrar relaciones entre tamaño de grano y fatiga.
El tratamiento de normalizado a 1200°C durante diferentes periodos de
tiempo, provoco cambios significativos en la microestructura, como:
tamaño de grano, valores de microdureza, atenuación ultrasónica y
resistencia a la fatiga en la junta de soldadura.
Un incremento notorio en tamaño de grano se observó en el metal base
y zona afectada por el calor con el aumento en tiempo de tratamiento
térmico.
Una disminución en la dureza se encontró en el metal de soldadura,
metal base y zona afectada por el calor con el incremento en tiempo de
normalizado.
El metal de soldadura presentó mayor reducción en dureza durante los
tiempos de normalizado, en comparación con la ZAC y metal base
atribuido a las diferencias microestructurales existentes.
El tratamiento de normalizado por tiempos largos favoreció el
incremento en el tamaño de grano del metal base y disminución en la
dureza del metal de soldadura. Por lo que se concluye que de acuerdo a
la hipótesis planteada no se corroboró una mejora a la resistencia a la
fatiga con el tratamiento de normalizado a alta temperatura.
El efecto del incremento en el diámetro (crecimiento) del grano en la
propagación de ondas ultrasónicas fue un aumento en la atenuación.
Por otra parte, la validación de los resultados encontrados por la prueba
de ultrasonido podrían no manejarse de manera absoluta, sin embargo, la
existencia de un comportamiento anisotrópico es evidente.
El evaluar mediante técnica de ultrasonido representó una alternativa
para encontrar la relación entre diferentes tamaños de grano, sin afectar
componentes en operación. El resultado ofreció, la identificación de
soportes afectados por el tamaño de grano, lo que representó reducción
de costos y tiempo por rehabilitación del puente.
La técnica utilizada permitió caracterizar el tamaño de grano, aunque
existen técnicas con análisis espectral, que ofrece información estadística
de atenuación en la señal ultrasónica e igualmente determina el tamaño
de microestructura.
La metodología de experimentación no fue la adecuada, el
tratamiento térmico después de la soldadura redujo tamaño de probetas,
además que no pudo se controlar el resultado de microestructura en zonas
de soldadura.
Para evaluar la zona afectada por el calor debería utilizarse frecuencias
y transductores mayores que los utilizados en éste trabajo para asegurar
una zona cercana larga y un ángulo mínimo de dispersión del haz.
Un impacto tecnológico puede darse con la implementación de
programa de inspección no destructiva por ultrasonido para la evaluación
microestructural de componentes estructurales como los puentes
sometidos a fatiga. Esta inspección minimiza costos por rehabilitación del
puente y permite no cerrar el puente para su inspección, discriminando
fenómenos patológicos de los que no lo son.
TRABAJO FUTURO
Se requiere retinar la metodología empleada en la elaboración de
probetas para estudiar la zona de soldadura. Las propuestas son: 1) realizar
tratamiento térmico antes de soldar. Esto permitirá conocer la interacción
directa del tamaño de grano de la soldadura con el fenómeno de la
fatiga, sin la influencia del tratamiento térmico. 2) Determinar el mejor
tratamiento térmico de postsoldadura que permita aumentar la resistencia
a la fatiga. 3) Evaluar la influencia del tamaño de grano ante propiedades
de fatiga mediante mediciones de señales de onda ultrasónica de
superficie, antes del inicio, durante el desarrollo y al final crítico de la grieta.
Comparando datos experimentales con teóricos, respaldados con
fractografía de la superficie de fractura. 4) Soldar la probeta con el cordón
de soldadura perpendicular al avance de grieta, realizando la prueba a AK
constante para observar la influencia de la microestructura (metal base,
ZAC y soldadura) en la velocidad de propagación de grietas por fatiga.
Ver figura 8.
Figura 8 Probeta compacta de tensión para experimentación.
Desarrollar modelos que reproduzca la respuesta de la estructura real,
por medio de métodos discretos, a partir de datos obtenidos mediante
pruebas mecánicas de junta de soldadura y solicitaciones que actúan
sobre puentes. Este modelo ayudaría a la comprensión de fenómenos
patológicos en cualquier tipo de puente, asegurando la integridad
estructural.
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Tabla 2.1
Tabla 3.1
Tabla 3.2
Tabla 3.3
Tabla 3.4
Tabla 3.4
Tabla 4.1
LISTADO DE TABLAS
Criterios de caracterización del tamaño de granoComposición química (% peso) del acero AISI 4140Propiedades mecánicas del metal base y soldaduraParámetros de proceso de soldaduraCaracterísticas de probetas de propagación de señalacústica
Características probetas de PGFResultados de la prueba de fatiga
LISTADO DE FIGURAS
Figura 2.1 Proceso de soldadura SMAWFigura 2.2 Diagrama de Graville para soldabilidad de acerosFigura 2.3 Microestructura primaria en la soldaduraFigura 2.4 Influencia del tamaño de granoFigura 2.5 Influencia del tamaño de grano austenítico en el
crecimiento.
Figura 2.6 Crecimiento de grano en la ZAC.Figura 2.7 Componentes de una unidad de búsqueda
(transductor). Haz rectoFigura 2.8 Velocidad de fase.
Figura 2.9
Figura 2.10
Figura 2.11
Figura 2.12Figura 3.1
Esquema del modelo de dispersión que induceatenuación
Formación de microvacios alrededor de
precipitados o inclusiones no metálicas resultantesen fractura
Resistencia de fluencia y tensión de fracturatranscristalina microscópica en función detemperatura y velocidad de cargaVelocidad de propagación de grietas por fatigaGeometría y secuencia de cordones de la junta desoldadura
Figura 3.2 Configuración del sistema de medición detemperatura
Pág.
30
60
61
63
67
70
86
Pág.
12
15
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28
32
34
40
42
43
45
62
63
Figura 3.3 Seccionamiento de la placa soldada. 64Figura 3.4 Velocidad de calentamiento del horno 65Figura 3.5 Verificación de temperatura 65Figura 3.6 Medición del tamaño de grano 66Figura 3.7 Probeta para prueba de ultrasonido 67Figura 3.8 Equipo experimental de medición ultrasónica 68
Figura 3.9 Probeta para prueba de propagación de grietas 69por fatiga
Figura 3.10 Configuración de probeta 70Figura 3.11 Graduación de probeta 70
Figura 3.12 Sistema de experimentación para prueba PGF 71
Figura 4.1 Macrografía de la junta de soldadura por SMAW, 5X 72Figura 4.2. Mapeo de la microestructura en la junta de 72
soldadura, 50x
Figura 4.3 Micrografía óptica de la microestructura del metalbase, 500x
73
Figura 4.4 Micrografía óptica de la microestructura de la ZAC,500x
73
Figura 4.5 Micrografía óptica de la microestructura del metalde soldadura, 500x
74
Figura 4.6 Microestructuras encontradas en el metal base 75
Figura 4.7 Microestructura presente en la ZAC 75
Figura 4.8 Microestructuras encontradas en el metal de
soldadura
76
Figura 4.9 Efecto del tiempo sobre el número de tamaño degrano ASTM en la junta de soldadura normalizada a1200°C
77
Figura 4.10 Perfil de dureza Vickers en la junta de soldadura
como se recibió
78
Figura 4.11 Variación de la microdureza en función del tiempopara la junta de soldadura normalizada a 1200°C
79
Figura 4.12 Medición de la atenuación con el incremento de
frecuencia, para el metal base normalizado a1200°C por diferentes tiempos
80
Figura 4.13 Atenuación provocada por el tamaño de grano enfunción de la frecuencia para el metal de soldadura
81
Figura 4.14 Atenuación en función del tamaño de grano en elmetal base para varias frecuencias
82
Figura 4.15 Atenuación en función del tamaño de grano en elmetal de soldadura, para varias frecuencias
82
Figura 4.16 Curva de propagación de grietas por fatiga enfunción del factor de intensidad de esfuerzos
Figura 4.17 Resultados de la prueba de fatiga en la ZACnormalizada por 5h
Figura 4.18 Resultados de la prueba de fatiga en la ZACnormalizada por 10
Figura 4.19 Comparativo de pruebas en la condición como serecibió y normalizada por lOh
Figura 4.20 Superficie de fractura en la ZAC como se recibióFigura 4.21 Superficie de fractura en la ZAC normalizada por 5hFigura 4.22 Superficie de fractura en la ZAC normalizada por
lOh
Figura 5.1 Efecto del tiempo de normalizado sobre el tamaño degrano en la junta de soldadura
Figura 5.2 Comportamiento de atenuación en la junta desoldadura.
Figura 5.3 Incremento en atenuación de señal ultrasónica en MetalBase.
Figura 5.4 Incremento en atenuación de señal ultrasónica en Metalde Soldadura.
Figura 5.5 Sensibilidad al esfuerzo en la punta de la grieta.Figura 5.6 Resistencia del tamaño de grano ante la longitud de
grieta crítica (ac)Figura 5.7 Comportamiento del tamaño de grano ante la
tenacidad a la fractura.
Figura 5.8 Rapidez de crecimiento ante el crecimiento en tamañode grano.
84
85
85
87
88
88
89
91
96
97
98
101
102
102
104
RESUMEN AUTOBIOGRÁFICO
Presenta
Grado a obtener:
Título de tesis:
Campo profesional:
Lugar y fecha de nacimiento:
Titulo de Licenciatura:
Universidad:
Titulo de especialidad:
Universidad:
Experiencia profesional:
Instituciones de apoyo a tesis:
José Antonio Salazar Garrido
Maestría en Tecnología de la
soldadura Industrial.
ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL
MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNA
UNIÓN DE SOLDADURA Y SUEVALUACIÓN DE PROPIEDADESEN FATIGA
Estructuras civiles
Puebla, Puebla. 17 de enero de
1978.
Ingeniería Civil.
Benemérita universidad Autónoma
de Puebla.
Especialista en Puentes
Universidad Nacional Autónoma
de México.
• Jefe de proyectos en diseño
estructural de puentes.
• Caracterización de juntas de
soldadura.
• Evaluación no destructiva.
• Evaluación de propiedades
en fatiga.
COMIMSA-IMT
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales
Gerencia de Desarrollo Humano
División de Estudios de Postgrado
Los abajo firmantes, miembros del Jurado del Examen de Grado del alumno José Antonio
Salazar Garrido, una vez leída y revisada la tesis titulada "ANÁLISIS
MICROESTRUCTURAL MEDIANTE ULTRASONIDO EN UNA UNIÓN DE
SOLDADURA Y SU EVALUACIÓN DE PROPIEDADES EN FATIGA", aceptamos
que la referida tesis revisada y corregida sea presentada por el alumno para aspirar al grado
de Maestro en Tecnología de la Soldadura Industrial durante el Examen de Grado
correspondiente.
Y para que así conste firmamos la presente a los doce días del mes de Septiembre del año
dos mil once.
Dr. Miguel Martínez MadridPresidente
Dr. Benjamín Vargas AristaVocal
Dr. Carlos Vera Mendoza
Vocal
Dr. Arturo Baltazar HerrejónSecretario
Dr. Jorge Terán GuillenVocal
rCORPORACIÓN MEXICANA DG INV€STIGAClON EN MAT6RIAIGS SA D€ CV
2009, Añode ia Reforma liberal'
COMIMSA REFOFINT-IIM-001-270309
Saltillo Coahuüa a 27 de Marzo del 2009.
C. José Antonio Salazar GarridoPosgrado en Tecnología de la Soldadura Industrial
Por este medio se te informa eJresultado emitido porel Juradode examen de Grado de Maestría, el
pasado viernes 20 de Marzo del 2009:"Aprobado por unanimidad", condicionado la validez de dicho
examen a que en un lapso no mayora 45 días hábiles entregue la siguiente recomendación:
• Profundizar en el análisisde resultados con las gráficasvistasdurante la presentación,
• Ampliar sus conclusiones.
Dicha recomendación deberá sustentarla en un documento escrito, integrándose como anexo a su
documentode Tesis, y enviará para su validación copia en formato original a cada uno de los cinco
miembros de su juradode examen de grado y la Coordinación de Posgrado de COMIMSA.
Agradeciendo de antemano su atención, hago propicia la ocasión para enviarle un cordial saludo y
quedo a sus órdenes para cualquier duda y/o comentario sobre el caso en comento.
C.c.p. Archivo
lez Rodríguez
de Posgrados
Dr. Benjamín Vargas Arista
Tutor académico
0M]MMrj4nMMftita Htít i* i
; Eftafc&uvt
CIENCIA YTECNOLOGÍA No.7d0 FRACC. SALTILLO 400 SALTILLO, COAH CP. 25290 TEL.(844)411-32-1FAX(844)416-77-12 WSíS&SMMeÚML*.<wnfti:posya<k^^mja-.ccm
